análisis sísmico 2d de un botadero minero · análisis sísmico 2d de un botadero minero dr....
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Análisis sísmico 2D
de un botadero minero
Dr. Alejo O. Sfriso
Universidad de Buenos Aires materias.fi.uba.ar/6408 [email protected]
SRK Consulting (Argentina) latam.srk.com [email protected]
AOSA www.aosa.com.ar [email protected]
Índice
• Estabilidad de taludes bajo acción sísmica
• Efectos de escala
• Deformación diferida y comportamiento dinámico
• Calibración de modelos numéricos
• Análisis sísmico de un botadero
• Conclusiones
2
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
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min
ero
El problema de la estabilidad
de taludes
Terreno horizontal: 𝜎ℎ = 𝜎3′ ≅ 0.5𝜎1
′ = 𝜎𝑣Terreno inclinado: tensiones de corte con 𝜎𝑣 constante
(𝜎1′ > 𝜎𝑣, 𝜎3
′ < 𝜎ℎ): riesgo de falla
3
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min
ero
𝜎𝑛
𝜏
𝜎ℎ 𝜎𝑣𝜎3′ 𝜎1
′
Objetivo de la modelización de
la estabilidad de taludes
Preguntas que se quieren resolver
• Factor de seguridad / riesgo de falla
• Masa en potencial deslizamiento
Problemas típicos para equilibrio límite
• Talud seco o con flujo estacionario
• Condición no drenada
Problemas típicos para modelos
numéricos
• Flujo transitorio
• Saturación – insaturación cíclica
• Acción sísmica4
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La Conchita, California, 1995 (USGS)
El modelo de Newmark para un
bloque rígido
Un bloque rígido en una sup. plana
es estable si 𝛽 < 𝜙
La máxima fuerza 𝑇𝑠 que resiste es
Si se suma una aceleración basal
𝑎 = 𝜆𝑔, la máxima fuerza ahora es
5
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(Newmark 1965)
𝑇𝑠 =𝑠𝑖𝑛[𝜙−𝛽]
𝑐𝑜𝑠[𝜙]𝑚𝑔
𝑇𝑑 =sin 𝜙−𝛽 −𝜆·cos[𝜙−𝛽]
cos[𝜙]𝑚𝑔
El modelo de Newmark para un
bloque rígido
El bloque se desliza si
La integración en el tiempo de
las fases de aceleración y
frenado da el desplazamiento total
El bloque sólo se mueve hacia abajo
cuando la fuerza de inercia supera
la resistencia al corte en su apoyo
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(Newmark 1965)
𝜆 > 𝜆𝑐 = tan[𝜙 − 𝛽] 𝑎
𝑡𝜆𝑐𝑟𝑖𝑡
𝑣
𝑡
𝛿
𝑡
El modelo de Newmark para
una viga de corte
Amplificación sísmica:
La aceleración que llega a
cada “bloque” depende de
la respuesta elástica del medio
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(Verri 2010)(Newmark 1965)
En un modelo numérico
• No hay bloques: hay sólidos deformables
• La propagación de ondas genera amplificación y rebotes
La hipótesis de
Newmark es
razonable:
la presa sólo
se deforma
plásticamente
hacia abajo
Modelo de Newmark vs
métodos numéricos
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Índice
• Estabilidad de taludes bajo acción sísmica
• Efectos de escala
• Deformación diferida y comportamiento dinámico
• Calibración de modelos numéricos
• Análisis sísmico de un botadero
• Conclusiones
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min
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Factores que
inducen efecto
escala
Los suelos son mas
dúctiles con mayor
confinamiento
• 𝜙: decrece
• 𝐺: crece
• 𝜖𝑓: crece
10
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1.00
1.50
2.00
2.50
3.00
3.50
4.00
4.50
5.00
5.50
6.00
0.00% 1.00% 2.00% 3.00% 4.00% 5.00% 6.00% 7.00% 8.00% 9.00% 10.00%
e 1
N 600
400
300
200
100
75
50
25
-5.0%
-4.0%
-3.0%
-2.0%
-1.0%
0.0%
1.0%
0.00% 1.00% 2.00% 3.00% 4.00% 5.00% 6.00% 7.00% 8.00% 9.00% 10.00%
e 1
e v
𝜎1 − 𝜎3
Τ𝜎1 𝜎3
La curva de resistencia intrínsica
de los geomateriales
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11(Bishop 1966)
Leps (1970): enrocados
• Basado en resultados de ensayos triaxiales
• Tiene (cualitativamente)
en cuenta el efecto
de la densidad relativa
• Es función de 𝜎𝑛• Extrapola presiones
bajas
12
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(Leps 1970)
𝝓 = 𝜙0 − Δ𝜙 · 𝑙𝑜𝑔10 𝝈𝒏
Bolton (1986): arenas
• Basado en resultados
de ensayos triaxiales
• Separa fricción
mineral (𝜙𝑐) de
dilatancia (𝜓)
• Es función de 𝑝
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(Bolton 1986)
4 Estimating the shear strength of rockfill
As emphasised in all reports of rockfill shear strength, including Barton and Kjærnsli (1981), the degree of
compaction and porosity achieved when building a dam or when preparing relevant laboratory samples is all
important. The particle roughness and smoothness is also fundamental. Figure 14 illustrates an empirical
scheme developed by the writer, for estimating the likely R-value for rockfills, whether for rounded gravels
or for rough quarried rock. The high (relatively uncompacted) porosities in mining rock dumps clearly places
such dumps in the middle-to right-hand areas of this diagram, and even sharp angular particles (relevant for
waste rock, but perhaps not always for tailings) are unlikely to generate ‘R-values’ above 5 to 7, as also
suggested in Figure 9.
Figure 14 An empirical method for estimating the equivalent roughness R of rockfill as a function of
porosity and particle origin, roundedness and smoothness. Barton and Kjærnsli (1981)
As a result of the literature survey of numerous rockfill test data, Barton, 1980 and Barton and Kjærnsli,
1981 developed a simple strength factoring scheme for estimating S as a function of UCS (or σc), when
particle size (d50) varied over a wide range. The points A and B in Figure 15 were used to illustrate S-value
estimation for a rock with UCS = 150 MPa, when d50 was 23 mm (S ≈ 0.3x150 = 50 MPa) and when d50 was
240 mm (S ≈ 0.2x150 = 30 MPa), in the case of interpreting triaxial strength data. Note the higher factors
apparently needed when planar (and large-scale) shear is involved. Friction angles are typically several
Shear Strength of Rockfill, Interfaces and Rock Joints, and their Points
of Contact in Rock Dump Design N.R. Barton
12 Rock Dumps 2008, Perth, Australia
Barton (2008):
enrocados
• Basado en
ensayos triaxiales
• Considera tamaño
de partículas,
porosidad y
resistencia de
los granos
14
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(Barton 2008)
degrees higher (e.g. about 2° to 4°) when plane tests are compared with triaxial tests on the same material.
There is noticeably less crushing of particles: hence the two empirical curves in Figure 15.
Figure 15 Particle size strongly effects the strength of contacts points in rockfill. Triaxial or plane
shear also influences behaviour. Empirical S/UCS reduction factors for estimating S when
evaluating equation 3.
5 Interface shear strength
Interface shear strength, as between a (too smooth) rock foundation and a rockfill dam, seems to be governed
by the ‘weakest link’ rule. If the roughness JRC of the interface, registered by amplitude/length profiling, is
too low in relation to particle size (d50), the interface strength is controlled by JRC, and sliding occurs along
the interface, as along the bottom face of a rock joint. If on the other hand, the interface roughness is
sufficient to give good interlock to the rockfill particles, sliding will occur preferentially within the rockfill,
in an ‘R-controlled’ particle smoothness or roughness dependent manner, with influence also of the porosity.
A schematic illustration of the interface problem, and (probable) relevant controlling parameters is shown in
Figure 16.
Geotechnical Issues – Strength, Stability and Seepage
Rock Dumps 2008, Perth, Australia 13
d50 (mm)
triaxial def. plana
𝝓 − 𝜙𝑏 = −𝑅 · 𝑙𝑜𝑔10𝝈𝒏𝑆
Caracterización de materiales para
botaderos de gran altura (Linero 2009)
• Escalamiento de
granulometrías
– Truncamiento
– Homotecia
• Ensayos triaxiales
y edométricos grandes
15
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0.00
0.50
1.00
1.50
2.00
2.50
3.00
3.50
4.00
0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00 3.50 4.00
Normal Pressure (MPa)
Sh
ear
Str
en
gth
(M
Pa)
t = 0.84 s 0.78
for "parallel" PSD
t = s tan 40º
t = 0.86 s 0.90
for "truncated" PSD
(Linero 2009)
Envolvente de resistencia
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16
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5
Mean Pressure at failure (MPa)
Pa
rtic
le B
rea
ka
ge
, B
g (
%)
Andina Waste, Parallel PSD Andina Waste, Truncated PSD
El Infiernillo Diorite San Francisco Basalt PSD 2
El Infiernillo Silicified Conglomerate El Granero Slate, PSD A Loose
La Angostura Limestone, PSD A Dense
Rotura de granos
(Linero 2009)
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min
ero
17
¿Porqué no usar parámetros
tangentes?
El empleo de parámetros
tangentes puede conducir a
resultados erróneos
18
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min
ero
τ
𝜎
Dirección de falla realista:
cinemática confiable
Dirección de falla no realista:
cinemática errónea
Cohesión alta: sobre-estima resistencia
de “círculos” poco profundos
Cohesión conservativa
pero razonable
Índice
• Estabilidad de taludes bajo acción sísmica
• Efectos de escala
• Deformación diferida y comportamiento dinámico
• Calibración de modelos numéricos
• Análisis sísmico de un botadero
• Conclusiones
19
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min
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Efecto de la velocidad
de carga
Las arenas y gravas tienen baja
dependencia de la velocidad de
carga en el ensayo triaxial
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ero
20(Lade 2009, 2010)
velocidad
cambia x 256
Arena de coral
𝑑 = 0.1|0.4𝑚𝑚, 𝐷𝑟 ≅ 60%
Efecto del tiempo a
carga constante
Deformación diferida
a carga constante
• Aparece un “rango elástico”
y una “sobre-resistencia”
• Disminuye el volumen
(y la relación de vacíos)
• Las curvas vuelven a la
curva base cuando se
reanuda la deformación
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min
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21(Lade 2009)
Arena de coral
𝑑 = 0.1|0.4𝑚𝑚𝐷𝑟 ≅ 60%
carga constante x 1 día
Efecto del tiempo a
deformación constante
Pierden tensión a
deformación constante
• La “sobre-resistencia”
es menos pronunciada
• Disminuye el volumen
(y la relación de vacíos)
• Las curvas vuelven a la
curva base cuando se
reanuda la deformación
• La velocidad de carga
influye en la tasa de
relajación
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min
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22(Lade 2009)
def. constante x 1 día
Arena de coral
𝑑 = 0.1|0.4𝑚𝑚𝐷𝑟 ≅ 60%
Mismo fenómeno: trabajos de
deformación diferentes
El mecanismo que gobierna
estos fenómenos es la
ruptura de partículas
• Carga monotónica:
cada contacto soporta
carga por poco tiempo
• Carga constante: trabajo
de deformación grande
• Deformación constante:
muy poco trabajo de
deformación aplicado
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min
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23(Lade 2009)
(Lade 2010)
Trabajo aplicado y
rotura de partículas
Relación directa entre el
trabajo de deformación y
la rotura de partículas
• Baja presión: trabajo
disipado en desliza-
miento de partículas
• Alta presión: trabajo
disipado en ruptura
y deslizamiento
La deformación diferida
aumenta con la presión24
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min
ero
𝐸 = 𝜎3 ∙ Δ𝜖𝑣 + 𝜎𝑑 ∙ Δ𝜖𝑎
(Hamid y Lade 2012)
Acción rápida (“dinámica”) luego
de deformación diferida
Deformación diferida:
estructura más estable
• “Sobre-resistencia”
• Pequeño “rango
elástico” seguido
por un salto de
deformación
• Alta rigidez
aparente
La carga “dinámica” es
no drenada: mayor rigidez
en materiales dilatantes saturados25
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ero
min
ero
(Lade 2009)
Índice
• Estabilidad de taludes bajo acción sísmica
• Efectos de escala
• Deformación diferida y comportamiento dinámico
• Calibración de modelos numéricos
• Análisis sísmico de un botadero
• Conclusiones
26
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bo
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min
ero
El amortiguamiento
Radiación: el medio continuo
disipa energía en función de
la distancia a la fuente
Viscoso: el medio continuo
disipa energía en función de
la velocidad de las partículas
Histerético: el medio continuo
disipa energía en función de
la amplitud de la deformación
27
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min
ero
i tPe
ru
w
y
x
zr
Amortiguamiento por radiación
Realidad: terreno semi-infinito
Modelo: región finita limitada
por bordes de malla
Las ondas generadas
dentro del modelo deben
abandonar la malla en
todos los bordes
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min
ero
0itPe
vk
kr
kp
jp
jr
qv
w
j
ju
x
z
y
1x2x
kx
jx
0 5 10 15 20 25 30 35 40-1
-0.5
0
0.5
1x 10
-9
r [m]
ur
[m]
15 Hz
30 Hz
0 5 10 15 20 25 30 35 40-1
-0.5
0
0.5
1x 10
-9
r [m]
des
pl [
m]
radial
vertical
propagación
Desfasaje de las componentes
Amortiguamiento viscoso
Es el amortiguamiento material que depende de la velocidad
de carga
29
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min
ero
𝑚 · ሷ𝑥 + 𝑐 · ሶ𝑥 + 𝑘 · 𝑥 = 𝐹 𝑡 → 𝑴 · ሷ𝑼 + 𝑪 · ሶ𝑼+𝑲 · 𝑼 = 𝑭 𝑡
𝑐𝑐𝑟 = 2 𝑘𝑚 = 2𝑚𝜔𝑛
𝜁 =𝑐
𝑐𝑟
Amortiguamiento histerético
Disipación de energía durante un ciclo cerrado
Fenómeno elastoplástico independiente de la velocidad de
carga
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bo
tad
ero
min
ero
30
Rangos de amortiguamiento para
gravas y enrocados
31
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tad
ero
min
ero
(Nishimura 2015)
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tad
ero
min
ero
Amortiguamiento histerético
en rango elástico
0.00
0.05
0.10
0.15
0.20
0.25
0.30
0.0 1.0 2.0 3.0 4.0a
' = 1 0 0
=
=
:
o
N
e
s k P a
( 1 0 )
0 .6 4 0
-0 .6 4 9
0 .6 9 6
:0 .7 4 2
:0 .7 9 3
-610-510 -410 -310 -210
%D
32
Consecuencias prácticas
Sin amortiguamiento no se
obtiene convergencia en
problemas dinámicos
El amortiguamiento de Rayleigh
resuelve el problema numérico
pero su calibración es poco robusta
El amortiguamiento de fronteras
absorbentes bloquea la mayoría
de las reflexiones de onda
33
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bo
tad
ero
min
ero
Proceso de calibración
Rigidez inicial al corte
• Geosísmica (in situ)
• Triaxial con deformación
local (en laboratorio)
Curva Τ𝐺𝑠 𝐺0• Ensayo de columna
resonante
Curva Τ𝜎 𝜖
• PMT | PLT (in situ)
• Triaxial (en laboratorio)
34
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bo
tad
ero
min
ero
(controls-group.com)
35
Anális
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de
bo
tad
ero
min
ero
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
1.E-07 1.E-06 1.E-05 1.E-04 1.E-03 1.E-02
Norm
aliz
ed S
hear
Modulu
s, G
/G0
Shearing strain [-]
Curva de degradación de módulo de corteEnsayo RCTS
SRK-01 (50 psi)
SRK-01 (100 psi)
SRK-02 (50 psi)
SRK-03 (50 psi)
SRK-03 (100 psi)
SRK-03 (200 psi)
SRK-04 (100 psi)
SRK-02 (100 psi - unloading)
SRK-03 (50 psi - unloading)
SRK-03 (12 psi - unloading)
Modelo HSS (200 psi)
Modelo HSS (100 psi)
Modelo HSS (12 psi)
0.7 = 1.5E-4
s0 > 200psi
0.7 = 1.0E-4
50<s0<200psi
0.7 = 4.0E-5
s0 = 12psi
0.30
0.33
Gur/Go=0.40
Calibración de 𝛾0.7
(Lino 2015)
36
Anális
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de
bo
tad
ero
min
ero
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
1.E-08 1.E-07 1.E-06 1.E-05 1.E-04 1.E-03 1.E-02 1.E-01 1.E+00
Mate
rial D
am
pin
g R
atio D
(%
)
Shearing strain [-]
Amortiguamiento a pequeñas deformaciones
SRK-01 (50 psi)
SRK-01 (100 psi)
SRK-02 (50 psi)
SRK-03 (50 psi)
SRK-03 (100 psi)
SRK-03 (200 psi)
SRK-04 (100 psi)
SRK-02 (100 psi - unloading)
SRK-03 (50 psi - unloading)
SRK-03 (12 psi - unloading)
Modelo HSS (200 psi)
Modelo HSS (100 psi)
Modelo HSS (12 psi)
Gur/Go=0.30
Gur/Go=0.40
Gur/Go=0.33
0.7 = 1.0E-4
50 < s0 < 200psi
0.7 = 1.5E-4
s0 > 200psi
0.7 = 4.0E-5
s0 = 12psi
Calibración de 𝐷 %
(Lino 2015)
Hay que agregar amortiguamiento
de Rayleigh para el 1% faltante
Curva tensión-deformación
resultante
37
Anális
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de
bo
tad
ero
min
ero
Índice
• Estabilidad de taludes bajo acción sísmica
• Efectos de escala
• Deformación diferida y comportamiento dinámico
• Calibración de modelos numéricos
• Análisis sísmico de un botadero
• Conclusiones
38
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Planteo del problema
Botadero de 465m de altura máxima con parte de su pie
fundado en un bodedal
Cinco secciones
con diferentes
configuraciones
de drenes de pie
Optimización del
diseño de la
presa de partida
39
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Etapas de recrecimiento
• Cálculo de despla-
zamientos en todas
las etapas
• Identificación de
etapas con estabi-
lidad marginal
• Análisis de flujo
de agua durante
construcción
40
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Desplazamientos
durante construcción
41
Anális
is s
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ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Desplazamiento vertical
Máximo: 5.34m
Desplazamiento horiz.
Máximo: 1.53m
𝛿𝑣
𝛿ℎ
𝛿𝑣
𝛿ℎ
Infiltración y estabilidad global
42
Anális
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de
bo
tad
ero
min
ero
Isobaras – flujo permanente
Mecanismos de falla
Infiltración y estabilidad global
43
Anális
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de
bo
tad
ero
min
ero
Mecanismos de falla
𝐹𝑜𝑆 = 1.59
𝐹𝑜𝑆 = 1.54
Análisis sísmico
• Dos registros escalados a 𝑃𝐺𝐴 = 0.51
• Parámetros deconv.: 𝑎 = 0.29 𝑔, 𝐴𝐼 = 2.37|2.30 𝑚/𝑠
• Las corridas sin botadero devuelven 𝑃𝐺𝐴 = 0.51
44
Anális
is s
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de
bo
tad
ero
min
ero
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.0
El sismo más desfavorable
depende del problema
Sismo largo
• Bajo daño a presas, edificios
• Puede inducir licuación
Un pulso grande
• Daño moderado a presas de tierra
• Daño grande a estructuras
• Bajo riesgo de licuación
Sismo corto, varios pulsos
• Daño moderado a presas de tierra
• Daño limitado a estructuras
• Moderado riesgo de licuación
𝑎
𝑡𝜆𝑐𝑟𝑖𝑡
𝑎
𝑡𝜆𝑐𝑟𝑖𝑡
𝑎
𝑡𝜆𝑐𝑟𝑖𝑡
Anális
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bo
tad
ero
min
ero
45
Misma intensidad
de Arias
𝑎
𝑡
𝑃𝐺𝐴
𝐴𝐼 =𝜋
2𝑔∫ 𝑎2dt
El problema de escalar a un PGA
Sismo largo
• Bajo daño a presas, edificios
• Demasiada energía para el sitio
Un pulso grande
• Bajo daño a presas de tierra
• Energía demasiado baja
para el sitio
Sismo corto, varios pulsos
• Asesino de presas de tierra
• Demasiada energía (no realista)
para el sitio
𝑎
𝑡𝜆𝑐𝑟𝑖𝑡
𝑎
𝑡𝜆𝑐𝑟𝑖𝑡
𝑎
𝑡𝜆𝑐𝑟𝑖𝑡
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
46
Mismos sismos escala-
dos a un mismo PGA
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Convolución de la señal sísmica
47
Acele
ració
nA
mpl. F
ourier
Am
pl. F
ourier
Validación de convolución
de señal sísmica
Etapa 1: comparación
entre solución analítica
y suelo elástico lineal
48
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
0 10 206-
4-
2-
0
2
4
Bedrock
Superficie libre
Interfaz Rockfill
ACELERACIONES [g]
Malla
Validación de convolución
de señal sísmica
Etapa 1: comparación
entre solución analítica
y suelo elástico lineal
• Validar tamaño de elementos
• Validar condiciones de borde
49
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Aceleraciones
Solución
numérica
Espectro de frecuencias
Solución
analítica
Validación de convolución
de señal sísmica
Etapa 2: Estratigrafía
real
• La solución numérica
pierde información en
las frecuencias muy
altas
50
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
0 10 200
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
Bedrock
Sup. Libre
0 10 200
0.01
0.02
0.03
Bedrock
Sup. Libre
Sol.
numérica
Solución
analítica
Dos terremotos casi iguales, dos
respuestas diferentes
51
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Sismo 1
𝑎 = 0.29𝑔𝐴𝐼 = 2.37𝑚/𝑠
𝛿𝑣|𝛿ℎ
Sismo 2
𝑎 = 0.28𝑔𝐴𝐼 = 2.30𝑚/𝑠
𝛿𝑣|𝛿ℎ
S1 2.0|3.0 1.5|2.0
S2 1.6|3.0 0.8|1.0
S8 1.5|3.0 1.0|1.5
S5 7.0|9.0 3.0|4.0
S6 CD 1.5|3.0 1.0|1.0
S6 UU 8.0|10.0 4.5|6.0
Sección 1: desplazamientos
verticales
52
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Sección 2: desplazamientos
verticales
53
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Sección 8: desplazamientos
verticales
54
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Sección 5: desplazamientos
verticales
55
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Sección 5: contornos de
deformación
56
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Sección 6: desplazamientos
verticales, drenado
57
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Sección 6: desplazamientos
verticales, no drenado
58
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Sección 6: contornos de
deformación, no drenado
59
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Sección 6: Mecanismo de falla
licuación post-sísmica
60
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
𝐹𝑜𝑆 = 1.09
Cuña en potencial deslizamiento
Mecanismo de falla
Índice
• Estabilidad de taludes bajo acción sísmica
• Efectos de escala
• Deformación diferida y comportamiento dinámico
• Calibración de modelos numéricos
• Análisis sísmico de un botadero
• Conclusiones
61
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Conclusiones (1/2)
• El análisis sísmico de un botadero es un problema
geotécnico complejo de interacción dinámica entre la
masa del botadero y su fundación
• La modelización numérica del comportamiento permite
– Analizar los desplaza-
mientos durante
construcción
– Analizar los
modos de falla
– Analizar los desplaza-
mientos por acción
sísmica62
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Conclusiones (2/2)
• La calibración de los modelos numéricos debe incluir
– Efectos de escala
– Efecto de la deformación diferida
– Rigidez “dinámica”
– Amortiguamiento histerético
– Deconvolución de señal sísmica
Aún con todos los aspectos cubiertos, dos sismos
“iguales” producen resultados muy diferentes: El
proceso de selección de los sismos de diseño debe
contemplar las incertidumbres aleatorias y epistémicas63
Anális
is s
ísm
ico
de
bo
tad
ero
min
ero
Fin