clase 4_ diseño de taludes 1
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UNIVERSIDAD DE SANTIAGO DE CHILE – DEPARTAMENTO DE INGENIERIA DE MINAS 1 Profesor: Emilio Farías G. – Ingeniero Geomecánico Senior
GEOMECÁNICA APLICADA – ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE TALUDES CARACTERIZACIÓN DE ESTRUCTURAS GEOLÓGICAS 1er Semestre 2010
GEOMECÁNICA APLICADA
ANÁLISIS Y DISEÑO DE TALUDES MINEROS
CLASE 4
DISEÑO GEOTECNICO DE TALUDESConceptos BásicosCriterios de AceptabilidadInestabilidades Geotécnicas con Total ControlEstructuralAnálisis de Deslizamientos PlanosAnálisis de Deslizamientos en CuñaAnálisis de Fallas por Volcamiento
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GEOMECÁNICA APLICADA – ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE TALUDES CARACTERIZACIÓN DE ESTRUCTURAS GEOLÓGICAS 1er Semestre 2010
DISEÑO GEOTÉCNICO DE TALUDES
CONCEPTOS BÁSICOS
PARAMETROS QUE DEFINEN LA GEOMETRIA DE UN TALUD MINERO
Modificado de Nicholas & Sims (2000)
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GEOMECÁNICA APLICADA – ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE TALUDES CARACTERIZACIÓN DE ESTRUCTURAS GEOLÓGICAS 1er Semestre 2010
PREVIO AL DISEÑO GEOTÉCNICO DE TALUDES, DESDE EL PUNTO DE VISTA DEL NEGOCIOMINERO, ES NECESARIO DEFINIR CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD CON RESPECTO A LA FALLA OINESTABILIDAD DE LOS TALUDES DE UN BOTADERO O MINA EXPLOTADA A RAJO ABIERTO. ESTOSIGNIFICA QUE ES NECESARIO PRECISAR Y RESPONDER ¿QUÉ RESULTA ACEPTABLE COMODISEÑO GEOTÉCNICO? EN LO RELATIVO A LA POSIBLE OCURRENCIA DE INESTABILIDADES Y,POR OTRO LADO, QUE NO ES ACEPTABLE. TALES CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD SONNORMALMENTE EXPRESADOS EN TÉRMINOS DE UNO O MÁS DE LOS SIGUIENTES PARÁMETROS(SWAN & SEPÚLVEDA (2000)):
• FACTOR DE SEGURIDAD, FS.
• PROBABILIDAD DE FALLA, PF.
• DESPLAZAMIENTO ACUMULADO DEL TALUD, DA.
• TASA DE DESPLAZAMIENTO DEL TALUD, VD.
CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD
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INESTABILIDADES TÍPICAS EN TALUDES
A) INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL
B) INESTABILIDADES SIN CONTROL ESTRUCTURAL
C) INESTABILIDADES CON PARCIAL CONTROL ESTRUCTURAL
D) OTROS TIPOS DE INESTABILIDADES
DESLIZAMIENTO PLANO
DESLIZAMIENTO EN CUÑA
VOLCAMIENTO
FALLA CIRCULAR
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A) INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL
ESTAS INESTABILIDADES DEFINEN BLOQUES Y/O GEOMETRÍAS REGULARES, CUYA CONDICIÓNDE ESTABILIDAD SE VERÁ INFLUENCIADA POR LA GEOMETRÍA DEL TALUD, LA GEOMETRÍA DELBLOQUE Y LA RESISTENCIA DE LOS PLANOS O ESTRUCTURAS QUE DEFINEN AL BLOQUE.
PRINCIPALMENTE SE PRESENTAN A NIVEL DE BANCO (ESTRUCTURAS MENORES) PERO ENALGUNOS CASOS PODRÍAN DEFINIR INESTABILIDADES A NIVELES INTERRAMPA Y GLOBAL(ESTRUCTURAS MAYORES).
ESTAS ESTRUCTURAS CONDICIONAN EL DISEÑO DE LA UNIDAD BANCO BERMA.
LAS METODOLOGÍAS DE ANÁLISIS UTILIZADAS SON PRINCIPALMENTE LOS MÉTODOS DEEQUILIBRIO LÍMITE EN 2D Ó 3D.
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INESTABILIDADES GEOTÉCNICAS
CONDICIONES PARA SU OCURRENCIA
• DEBE EXISTIR UNA ESTRUCTURA (PLANO DÉBIL) YPERTENECER AL DOMINIO ESTRUCTURAL EN ELSECTOR ESTUDIADO.
• EL RUMBO DE LA ESTRUCTURA DEBE FORMAR UNÁNGULO NO MAYOR QUE UNOS 30º CON EL RUMBODEL TALUD (CONDICIÓN DE SUBPARALELISMO)
• LA ESTRUCTURA DEBE AFLORAR EN EL TALUD, OSEA, DEBE SER MENOS EMPINADA QUE ÉSTE :
B > J
• LA INCLINACIÓN DE LA ESTRUCTURA DEBE SERMAYOR QUE SU ÁNGULO DE FRICCIÓN:
J > J (CONDICIÓN DE RESISTENCIA)
• EN LA PRÁCTICA ES NECESARIO QUE EXISTANPLANOS LATERALES QUE LIMITEN AL DESLIZAMIENTO
DESLIZAMIENTO PLANO
Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London
Proyección Estereográfica
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CONDICIONES PARA SU OCURRENCIA
• DEBEN APARECER DOS ESTRUCTURAS (PLANOSDÉBILES) QUE SE INTERCEPTEN Y FORMEN UNACUÑA.
• LA LÍNEA DE INTERSECCIÓN DE ESTAS ESTRUCTURASDEBE AFLORAR EN EL TALUD.
• LA INCLINACIÓN DE LAS ESTRUCTURAS Y DE SULÍNEA DE INTERSECCIÓN DEBE SER TAL QUE LOSÁNGULOS DE FRICCIÓN DE LAS ESTRUCTURAS SEANINSUFICIENTES PARA MANTENER LA CUÑA ESTABLE.
DESLIZAMIENTO EN CUÑA
Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London
Proyección Estereográfica
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CONDICIONES PARA SU OCURRENCIA
• DEBE EXISTIR UNA ESTRUCTURA CUYO RUMBOFORME UN ÁNGULO NO MAYOR QUE UNOS 30° CON ELRUMBO DEL TALUD (CONDICIÓN DE PARALELISMO).
• LA ESTRUCTURA DEBE MANTEAR HACIA “CERROADENTRO” ( O SEA EN DIRECCIÓN OPUESTA A LADIRECCIÓN DE MANTEO DE LA CARA DEL BANCO).
• LA INCLINACIÓN DE LA ESTRUCTURA DEBE SER TALQUE CUMPLA LA SIGUIENTE CONDICIÓN (GODDMAN(1989)):
> 90° - B + J
DONDE ES EL MANTEO DE LA ESTRUCTURA B ESLA INCLINACIÓN DE LA CARA DEL BANCO, Y J ES ELÁNGULO DE FRICCIÓN DE LA ESTRUCTURAEVALUADO PARA UNA MUY BAJA PRESIÓN DECONFINAMIENTO.
VOLCAMIENTOS
Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London
Proyección Estereográfica
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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
1. DESLIZAMIENTO PLANO (ANÁLISIS CINEMÁTICO)
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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
2. DESLIZAMIENTO EN CUÑA (ANÁLISIS CINEMÁTICO)
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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
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Goodman, R. (1989):INTRODUCTION TO ROCK MECHANICSJ. Wiley & Sons
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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
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GEOMECÁNICA APLICADA – ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE TALUDES CARACTERIZACIÓN DE ESTRUCTURAS GEOLÓGICAS 1er Semestre 2010
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
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DESLIZAMIENTOS PLANOS (CÁLCULO FS)Grieta de Tracción en talud
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
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FACTOR DE SEGURIDAD vs AGUA EN GRIETA EN EL TALUDFACTOR DE SEGURIDAD vs AGUA EN GRIETA EN EL TALUD
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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
Grieta de Tracción en talud en Talud Superior
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CONDICION SECA CONDICION SATURADAH 100 z 50 f 60 deg p 30deg
160 w 62.5 zw 0 30 deg C 1000
A H z( ) csc p( )× A 100
U12
w zw H z( ) csc p( ) U 0
V12
w zw2 V 0
W12
H2 1
zH
2
cot p( ) cot f( )
W 577350.27
P 1zwH
csc p( )
P 1
Q 1zH
2
cot p( ) cot f( )
sin p( ) Q 0.36
Rw
zwz
zH
Szwz
zH
sin p( ) S 0
R 0
F2
C H
P Q cot p( ) R P S( )[ ] tan ( )
Q R S cot p( )
F 1.35
H 100 z 50 f 60deg p 30deg
160 w 62.5 zw 0 1 50
A H z( ) csc p A 100
U12
w zw H z( ) csc p zw
V12
w zw2
w
W12
H2 1 z
H
2
cot p cot f
P 1 zwH
csc p
zw
Q 1 zH
2
cos p cot p tan f 1
Rw
zwz
zH
zw
Szwz
zH
sin p zw
F2 C
H
P Q cot p R P S( ) tan
Q R S cot p
P
F(50) 0.919F(25) 1.005
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FACTOR DE SEGURIDAD vs AGUA EN GRIETA EN LA PARTE SUPERIORFACTOR DE SEGURIDAD vs AGUA EN GRIETA EN LA PARTE SUPERIOR
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 500.9
0.95
1
1.05
1.1
FACTOR DE SEGURIDAD vs AGUA EN GRIETA EN LA PARTE SUPERIORFACTOR DE SEGURIDAD vs AGUA EN GRIETA EN LA PARTE SUPERIOR
ALTURA DE AGUA EN LA GRIETA
1.096
0.919
f zw( )
500 zw
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Talud sin Grieta de Tracción (FS)
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1.2 EJEMPLO DE APLICACIÓN:
EstructuraDip(º)
Dip Dir(º)
(º)
c (MPa)
S1 30 3 190 19 25 3 0.05 0.02
TaludDip(º)
Dip Dir(º)
Pared Norte 70 180
EL TALUD POSSE UNA ALTURA DE 30 m, SE ENCUENTRA SECO Y NO SE CONSIDERAN CARGAS EXTERNAS ADICIONALES.
PESO UNITARIO DE MACIZO ROCOSO: 2.7 TON /M3
1. ANÁLISIS DETERMINÍSTICO
1.1 CONSIDERANDO UNA RESISTENCIA PURAMENTE FRICCIONANTE (c = 0 ) PARA LAS ESTRUCTURAS.
1.1a HOEK & BRAY (1981)
b
j
tgtg
FS
81.0
3025
tgtg
FS
1.2 CONSIDERANDO UNA RESISTENCIA FRICCIONANTE Y COHESIVA PARA LAS ESTRUCTURAS.
1.2a HOEK & BRAY (1981)
b
jb
senWLctgW
FS
cos17.1FS
SOLUCIÓN
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1.1b SOFTWARE ROCPLANE (2.0) (ROCSCIENCE)Analysis Results:
Caso puramente Friccionante:Analysis type = Deterministic Normal Force = 1439.52 t/m Resisting Force = 671.261 t/m Driving Force = 831.109 t/m Factor of Safety = 0.807669
Geometry: Slope Height = 30 m Wedge Weight = 1662.22 t/mWedge Volume = 615.636 m^3/m Rock Unit Weight = 2.7 t/m^3 Slope Angle = 70 °Failure Plane Angle = 30 °Upper Face Angle = 0 °Bench Width : Not Present Waviness = 0 °Tension Crack : Not Present
Strength: Shear Strength Model : Mohr-Coulomb Friction Angle = 25 °Cohesion = 0 t/m^2Shear Strength: 671.261 t/m^2
External Forces : Not Present
Analysis Results: Caso Friccionante y Cohesivo:Analysis type = Deterministic Normal Force = 1439.52 t/m Resisting Force = 971.261 t/m Driving Force = 831.109 t/m Factor of Safety = 1.16863
Geometry: Slope Height = 30 m Wedge Weight = 1662.22 t/mWedge Volume = 615.636 m^3/m Rock Unit Weight = 2.7 t/m^3 Slope Angle = 70 °Failure Plane Angle = 30 °Upper Face Angle = 0 °Bench Width : Not Present Waviness = 0 °Tension Crack : Not Present
Strength: Shear Strength Model : Mohr-Coulomb Friction Angle = 25 °Cohesion = 5 t/m^2Shear Strength: 971.261 t/m^2
External Forces : Not Present
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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
2.1 DESLIZAMIENTO EN CUÑA (CÁLCULO FS)
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ESTEREOGRAMA CON DATOS REQUERIDOS PARA ANALISIS DE ESTEREOGRAMA CON DATOS REQUERIDOS PARA ANALISIS DE ESTABILIDAD DE CUÑA (ejemplo aplicación)ESTABILIDAD DE CUÑA (ejemplo aplicación)
PLANOPLANO DIPDIP DIPDIRDIPDIR
AA 4545°° 105105°°
BB 7070°° 235235°°
Slope FaceSlope Face 6565°° 185185°°
Upper S.Upper S. 1212°° 195195°°
PROPERTIESPROPERTIES
°°
°°
CACA 500 l/ft3500 l/ft3
CBCB 1000 l/ft31000 l/ft3
l/ft3l/ft3
ww 62.5 l/ft362.5 l/ft3
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a 45deg b 70deg 5 31.2deg nanb 101deg
Acos a cos b cos nanb sin 5 sin nanb sin nanb
A 1.547 Bcos b cos a cos nanb
sin 5 sin nanb sin nanb B 0.955
24 65deg 45 25deg 2na 50deg
Xsin 24
sin 45 cos 2na X 3.336 Y
sin 13 sin 35 cos 1nb
Y 3.429
A 30deg B 20deg 160 w 62.5 CA 500 CB 1000 H 130
F 3CA H
X 3CB H
Y Aw2
X
tan A Bw2
Y
tan B
F 1.356
Tomado de Rock Slope Engineering de Hoek & Bray
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Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London
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Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London
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Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London
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GEOMECÁNICA APLICADA – ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE TALUDES CARACTERIZACIÓN DE ESTRUCTURAS GEOLÓGICAS 1er Semestre 2010
Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London
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Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London
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Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London
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Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London
UNIVERSIDAD DE SANTIAGO DE CHILE – DEPARTAMENTO DE INGENIERIA DE MINAS 51 Profesor: Emilio Farías G. – Ingeniero Geomecánico Senior
GEOMECÁNICA APLICADA – ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE TALUDES CARACTERIZACIÓN DE ESTRUCTURAS GEOLÓGICAS 1er Semestre 2010
Ex:
Plano Dip Dip Dir (°)
A 45 105 20
B 65 235 30
Delta DipDir: 130
Delta Dip: 20 De ábaco:
A= 1.95
B= 0.9
FS= 1.23
UNIVERSIDAD DE SANTIAGO DE CHILE – DEPARTAMENTO DE INGENIERIA DE MINAS 52 Profesor: Emilio Farías G. – Ingeniero Geomecánico Senior
GEOMECÁNICA APLICADA – ANÁLISIS Y DISEÑO GEOTÉCNICO DE TALUDES CARACTERIZACIÓN DE ESTRUCTURAS GEOLÓGICAS 1er Semestre 2010
Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London