curso geomecánica básica

A. Karzulovic & Asoc. Ltda. Curso Geomecnica Aplicada en Minera a Cielo Abierto 1

CURSO GEOMECNICA APLICADA en

MINERA A CIELO ABIERTO

Preparado por:

Ricardo Seplveda S.

Ingeniero Consultor Senior

Gerente de Ingeniera A. Karzulovic & Asoc. Ltda.


TIPOS DE MATERIAL &

MODELOS GEOMECNICOS


R(q)

q

MATERIAL ISTROPO

qq oRR


q

MATERIAL ANISTROPO

R(q)

R1

R2

qq 12 RRR


q

MATERIAL DIRECCIONAL

R(q)

R1 R2

qq 12 RRR


MATERIAL HOMOGNEO


MATERIAL HETEROGNEO


MATERIAL CONTINUO


MATERIAL DISCONTINUO


MATERIAL REAL

6 1.5 m


COMPORTAMIENTO

CARGA-DEFORMACIN-RESISTENCIA

Carg

a

Deformacin

ELASTICO

Carg

a

Deformacin

ELASTO-PLASTICO

Carg

a

Deformacin

RIGIDO-PLASTICO

Carg

a

Deformacin

Carg

a

Deformacin


CALIZAS PLEGADAS

MINA A RAJO ABIERTO

EN LATINOAMERICA

(1999)

Ejemplo 02

DIscontinuo

ANISOTROPO

NO

ELASTICO


CONCEPTOS DE MACIZO ROCOSO

& EFECTOS DE ESCALA


MACIZO ROCOSO

ROCA CON VARIAS

ESTRUCTURAS

ROCA CON UNA NICA

ESTRUCTURA

ROCA INTACTA

A. Pinto (1993)

SCALE EFFECTS IN ROCK MASSES 93

A. A. Balkema


VOLUMEN DE TESTIGOS CILNDRICOS DE ROCA

ENSAYADOS EN LABORATORIO

Dimetro Altura Volumen

38 mm 76 mm 8.610-5 m3

50 mm 100 mm 2.010-4 m3

75 mm 150 mm 6.610-4 m3

100 mm 200 mm 1.610-3 m3

150 mm 300 mm 5.310-3 m3


Testigos de roca de gran dimetro, obtenidos mediante tronadura con

precorte (shot core drilling), a la izquierda, y mediante perforacin de gran

dimetro (calyx drilling), a la derecha.

Jumikis, A. (1983)

ROCK MECHANICS

Trans tech Publications


VOLUMEN DE TESTIGOS CILNDRICOS

DE ROCA DE GRAN TAMAO

Dimetro Altura Volumen

0.5 m 1.0 m 0.2 m3

1.0 m 2.0 m 1.6 m3

1.5 m 3.0 m (?) 5.3 m3

1.8 m 3.6 m (?) 9.2 m3


Pilar de carbn despus de fallar

por efecto de un ensayo de

compresin 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.


ES

FU

ER

ZO

A

XIA

L (M

Pa

)

0.06 0.05 0.04 0.03 0.02 0.01 0.00

20

15

10

5

0

DEFORMACIN AXIAL UNITARIA

Vol = 1.0 m3

w/h = 2.8

UCS = 20.6 MPa

E = 3.6 GPa

N = 0.7 GPa

E/UCS = 175

Curva completa carga-deformacin resultante de un ensayo de compresin uniaxial

in situ, sobre un pilar de carbn de seccin cuadrada (1.4 m x 1.4 m).

Bieniawski & van Heerden (1975)


Ensayo triaxial in situ de un bloque

de basalto de gran tamao (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/Dilatmetro 1100 m3

Corte Directo 1101 m3

Carga con Gatas (Jacking) 3101 m3

Placa de Carga 1102 m3

Carga con Cable (C. Jacking) 3102 m3

Presin en Tneles 5102 m3


QUE VOLUMEN DE ROCA ESTA ASOCIADO AL PROBLEMA QUE

ESTUDIAMOS ?

QUE MODELO DE MACIZO ROCOSO CONSIDERAMOS VALIDO ?

QUE PROPIEDAD GEOMECNICA DEL MACIZO NOS INTERESA ?

ES PRECISO PROVOCAR LA RUPTURA DEL VOLUMEN ENSAYADO ?

QUE VOLUMEN DE ROCA DEBERAMOS 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 MINERA A RAJO ABIERTO

Problema Volumen

Estabilidad Banco-Berma 51003 a 51004 m3

Estabilidad Taludes Interrampa 51005 a 51006 m3

Estabilidad Talud Global 51007 a 51008 m3

Mina Chuquicamata (2001) 11010 m3

(2021) 31010 m3


50 m

30 m

5

100 m

150 m

7

15 m

8 m

4


Al definir un volumen de macizo

rocoso, implcitamente estamos

tambin definiendo el tamao de

los trozos de roca y de las estructuras que conforman este

volumen a estudiar.


10-1 100 101 102 103 104

PERSISTENCIA DE LA ESTRUCTURA GEOLOGICA, P ( m )

VETILLAS SELLADAS

EN ANDESITA PRIMARIA,

MINA SUBTERRNEA,

CHILE

10-1 m < P < 100 m

ZONA DE CIZA-

LLE, EN META-

SEDIMENTOS,

MINA A RAJO

ABIERTO, CHILE

103 < P < 104 m

ESTRUCTURAS

ESTRUCTURAS MAYORES,

CRATER DE SUBSIDENCIA,

MINA SUBTERRANEA,

CHILE

102 m < P < 103 m

ESTRUCTURAS DELIMITAN

MOLDE DEJADO POR LA

CAIDA DE UN BLOQUE,

MINA SUBTERRANEA,

CANADA

100 m < P < 101 m

ESTRUCTURA MAYOR QUE

DEFINE UN PLANO DE DES-

LIZAMIENTO, MINA A RAJO

ABIERTO, II REGION, CHILE

101 m < P < 102 m

ESTRUCTURA MAYOR

QUE DELIMITA EL DAO

EN CALLE UCL,

MINA SUBTERRNEA,

CHILE

101 m < P < 102 m

FALLA GEOLOGICA,

MINA SUBTERANEA,

CHILE

103 m < P < 104 m

FALLA REGIONAL,

MINA A RAJO ABIERTO,

CHILE

P > 104 m

ESTRUCTURAS MAYORES DELIMITAN

MOLDE DEJADO POR LA CAIDA DE UN

BLOQUE, MINA SUBTERRNEA, CHILE

102 m < P < 103 m

DISCONTINUIDADES MENORES ESTRUCTURAS MAYORES

FALLAS GEOLOGICAS

FALLAS REGIONALES


DISCONTINUIDADES DE DISTINTA ESCALA

Orden L (m) s (m) t (m) f (grados)

1er > 104 > 103 > 102 15 a 25

2o 103 a 104 102 a 103 101 a 102 20 a 25

3er 102 a 103 101 a 102 100 a 101 25 a 35

4o 101 a 102 100 a 101 - - - - - - - 30 a 40

5o 100 a 101 10-1 a 100 - - - - - - - 35 a 45

6o 10-1 a 100 10-2 a 10-1 - - - - - - - 40 a 55

7o < 10-1 < 10-2 - - - - - - - - - - - - - -

Pusch, R. (1995)

ROCK MECHANICS ON A GEOLOGICAL BASE

Elsevier


MODELO DE MACIZO ROCOSO:

Conjunto de bloques de roca, cuya geometra queda

definida por las estructuras presentes en el sector

estudiado y que, para un estado tensional dado,

pueden presentar distintos grados de trabazn, desde

sueltos o mal trabados a muy trabados y apretados.

Al aumentar el nmero de bloques por unidad de

volumen aumenta la blocosidad del macizo, mientras

que al disminuir el nmero de bloques el macizo se

hace ms masivo.


20 m

BLOQUES

CALLE

ESTRUCTURA DE

PRIMER ORDEN

Modelo de Macizo Rocoso (ESCALA 4)


MACIZO ROCOSO

A ESCALA 1 ( 100 m3 < Vol < 101 m3 )

PROBETA DE

ROCA INTACTA

MACIZO ROCOSO

A ESCALA 2 ( 101 m3 < Vol < 102 m3 )

MACIZO ROCOSO

A ESCALA 0 ( 10-1 m3 < Vol < 100 m3 )

AUMENTA

EL EFECTO

DE ESCALA


Modos de Ruptura de este Modelo de Macizo Rocoso:

CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL

(tpico de macizos competentes)

SIN NINGN CONTROL ESTRUCTURAL

(tpico de macizos muy poco competentes)

AU

ME

NT

A E

L G

RA

DO

DE

FR

AC

TU

RA

MIE

NT

O

DIS

MIN

UY

E E

L IN

DIC

E R

QD

DIS

MIN

UY

E L

A C

AL

IDA

D G

EO

TE

CN

ICA


PROPIEDADES GEOMECNICAS

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

Traccin, TS o sci (MPa)

Resistencia Compresin Uniaxial, UCS o sci (MPa)

Compresin Triaxial, c (MPa) y f (grados)

Propiedades Deformabilidad Velocidad Prop. Ondas, VP y VS (m/s)

de Ingeniera Mdulos Elsticos, E (GPa) y n

Conductividad Hidrulica

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.


250 200 150 100 50 300 0 0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5 R

ES

IST

EN

CIA

UN

IAX

IAL

DE

L T

ES

TIG

O

RE

SIS

TE

NC

IA U

NIA

XIA

L D

E U

N T

ES

TIG

O D

E D

IAM

ET

RO

50

mm

DIAMETRO DEL TESTIGO (mm)

Mrmol

Caliza

Granito

Basalto

Lava Basaltica-Andestica

Gabro

Norita

Diorita cuarcfera

2.0

50

50

dUCS

UCSd

s


RESISTENCIA EN COMPRESIN 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.


ExamplesField Estimate of Strength

Point Load

Index

(MPa)(MPa)

TermGrade

Stiff fault gougeIndented by thumbnail0.25 - 1Extremely

WeakR0

Highly weathered or altered rock, shaleCrumbles under firm blows with point of a geo-

logical hammer, can be peeled by a pocket knife1 - 5

Very

WeakR1

Chalk, claystone, potash, marl, siltstone,

shale, rocksalt

Can be peeled with a pocket knife with difficulty,

shallow indentation made by firm blow with point

of a geological hammer

5 - 25WeakR2

Concete, phyllite, schist, siltstone

Cannot be scraped or peeled with a pocket knife,

specimen can be fractured with a single blow

from a geological hammer1 - 225 - 50

Medium

StrongR3

Limestone, marble, sandstone, schistSpecimen requires more than one blow of a

geological hammer to fracture it2 - 450 - 100StrongR4

Amphibolite, sandstone, basalt, gabbro,

gneiss, granodiorite, peridotite , rhyolite,

tuff

Specimen requires many blows of a geological

hammer to fracture it4 - 10100 - 250Very

StrongR5

Fresh basalt, chert, diabase, gneiss,

granite, quartzite

Specimen can only be chipped with a geological

hammer.> 10> 250Extremely

StrongR6

Table 1:

FIELD ESTIMATES OF UNIAXIAL COMPRESSIVE STRENGTH

ExamplesField Estimate of Strength

Point Load

Index

(MPa)(MPa)

TermGrade

Stiff fault gougeIndented by thumbnail0.25 - 1Extremely

WeakR0

Highly weathered or altered rock, shaleCrumbles under firm blows with point of a geo-

logical hammer, can be peeled by a pocket knife1 - 5

Very

WeakR1

Chalk, claystone, potash, marl, siltstone,

shale, rocksalt

Can be peeled with a pocket knife with difficulty,

shallow indentation made by firm blow with point

of a geological hammer

5 - 25WeakR2

Concete, phyllite, schist, siltstone

Cannot be scraped or peeled with a pocket knife,

specimen can be fractured with a single blow

from a geological hammer1 - 225 - 50

Medium

StrongR3

Limestone, marble, sandstone, schistSpecimen requires more than one blow of a

geological hammer to fracture it2 - 450 - 100StrongR4

Amphibolite, sandstone, basalt, gabbro,

gneiss, granodiorite, peridotite , rhyolite,

tuff

Specimen requires many blows of a geological

hammer to fracture it4 - 10100 - 250Very

StrongR5

Fresh basalt, chert, diabase, gneiss,

granite, quartzite

Specimen can only be chipped with a geological

hammer.> 10> 250Extremely

StrongR6

Table 1:

FIELD ESTIMATES OF UNIAXIAL COMPRESSIVE STRENGTH

cis

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.


Peridotite (25 5)Diabase (15 5)Porphyries (20 5)Hypabyssal

Tuff (13 5)Breccia (19 5)Agglomerate (19 3)Pyroclastic

Obsidian (19 3)Dacite (25 3)

Basalt (25 5)

Rhyolite (25 5)

Andesite 25 5Lava

Volcanic

Gabbro 27 3

Dolerite (16 5)

Norite 20 5

Dark

Granite 32 3 Diorite 25 5

Granodiorite (29 3)Light

Plutonic

Slates 7 4Phyllites (7 3)Schists 12 3Gneiss 28 5Foliated *

Amphibolites 26 6Migmatite (29 3)Slightly Foliated

Quartzites 20 3Hornfels (19 4)

Metasandstone (19 3)Marble 9 3Non Foliated

Chalk 7 2Organic

Anhydrite 12 2Gypsum 8 2Evaporites

Dolomites (9 3)Micritic Limestones (9 2)Sparitic Limestones (10 2)Crystalline Limestones (12 3)Carbonates

Non-Clastic

Claystones 4 2

Shales (6 2)

Marls (7 2)

Siltstones 7 2

Greywackes (18 3)Sandstones 17 4

Conglomerates (21 3)

Breccias (19 5)Clastic

Very FineFineMediumCoarse

Texture

GroupClassRock

Type

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

Peridotite (25 5)Diabase (15 5)Porphyries (20 5)Hypabyssal

Tuff (13 5)Breccia (19 5)Agglomerate (19 3)Pyroclastic

Obsidian (19 3)Dacite (25 3)

Basalt (25 5)

Rhyolite (25 5)

Andesite 25 5Lava

Volcanic

Gabbro 27 3

Dolerite (16 5)

Norite 20 5

Dark

Granite 32 3 Diorite 25 5

Granodiorite (29 3)Light

Plutonic

Slates 7 4Phyllites (7 3)Schists 12 3Gneiss 28 5Foliated *

Amphibolites 26 6Migmatite (29 3)Slightly Foliated

Quartzites 20 3Hornfels (19 4)

Metasandstone (19 3)Marble 9 3Non Foliated

Chalk 7 2Organic

Anhydrite 12 2Gypsum 8 2Evaporites

Dolomites (9 3)Micritic Limestones (9 2)Sparitic Limestones (10 2)Crystalline Limestones (12 3)Carbonates

Non-Clastic

Claystones 4 2

Shales (6 2)

Marls (7 2)

Siltstones 7 2

Greywackes (18 3)Sandstones 17 4

Conglomerates (21 3)

Breccias (19 5)Clastic

Very FineFineMediumCoarse

Texture

GroupClassRock

Type

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

IGN

EO

US

SE

DIM

EN

TA

RY

ME

TA

MO

RP

HIC

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


0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

sci (MPa)

0

5

10

15

20

25

30

35m

i

ALTERACION POTASICA

ALTERACION SERICITICA

ALTERACION CLORITICAALTERACION SERICITICA

INTENSAALTERACIN SERICTICA

INTENSA

ALTERACIN SERICTICA

ALTERACIN POTSICA

ALTERACIN CLORTICA


Quartz -sericite alteration

Pe

rce

nta

ge

un

iaxia

l co

mp

ressiv

e s

tre

ng

th

0

20

40

60

80

100

Porphyry

Andesite

Quartz-monzonite porhpyry

Andesite

Light Moderate Intense Very Intense


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 compresinm uniaxial (5 a 10) para

determinar UCS y los mdulos elsticos E y n.

(2) Realizar ensayos triaxiales para un mnimo 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 presin de confinamiento).

(3) Utilizar estos resultados para determinar los parmetros del

criterio de Hoek-Bown. Se recomienda emplear el software

ROCDATA y usar el mtodo simplex. Deber verificarse que

los resultados son razonables (e.g. mi < 36).

Ejemplo Prctico 03.1


ESTRUCTURAS Y SUS

PROPIEDADES


PARAMETROS GEOMETRICOS

MANTEO

DIRECCION DE MANTEO

TRAZA O EXTENSIN

ESPACIAMIENTO

GAP


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

Mquina de corte directo porttil (tipo Hoek, tomada de Franklin & Dusseault (1989)).

Ensayo de corte directo in situ sobre planos de

estratificacin, en un talud de reservorio en Grecia (tomada de Franklin & Dusseault 1989)). Esquema del montaje tpico de un ensayo de corte

directo in situ (tomada de Franklin & Dusseault (1989)).


Montaje para la ejecucin

de ensayos de corte

directo sobre estructuras

con un rea expuesta de

unos 400 cm2.


Estructura despus del ensayo. Estructura antes del ensayo.


RESIS

TENCIA

RESID

UAL

RESIS

TENC

IA P

EAK

cp

ea

k

fpeak

fres

sn

CONDICION PEAK

CONDICION RESIDUAL

Curva carga-deformacin

para un valor dado del es-

fuerzo normal efectivo.

u

cres

RESIS

TENCIA

RESID

UAL

RESIS

TENC

IA P

EAK

cp

ea

k

fpeak

fres

sn

CONDICION PEAK

CONDICION RESIDUAL

Curva carga-deformacin

para un valor dado del es-

fuerzo normal efectivo.

u

cres

RESISTENCIA


0.1 1 10 100 1000 10000 100000

EXTENSION DE LA DISCONTINUIDAD, L (m)

15

20

25

30

35

40

45

50

55

AN

GU

LO

DE

FR

ICC

ION

(g

rad

os)

LA SALBANDA ARCILLOSA

SE HACE MUY IMPORTANTE

LA SALBANDA ARCILLOSA

SE HACE MUY IMPORTANTE

Efecto de escala en el valor peak del ngulo de friccin de estructuras de

distinta extensin, conforme con lo valores reseados 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 c = 25 a 75 kPa f = 20o a 30

y Roca Brechizada


Interpretacin Prctica de la Informacin Geolgica:

(1) Obtener la definicin de dominios estructurales y el patrn

caracterstico de cada dominio: Sets, Orientacin, Trazas,

Espaciamientos, Rellenos, Competencia.

(2) Obtener mapa de estructuras mayores.

(3) Obtener caractersticas de infiltracin de aguas subterrneas.



Ejemplo Prctico 04.2: RAJO SUR SUR de DIVISION ANDINA (cortesa Suptcia. Geologa Mina)


Ejemplo Prctico 04.3: RAJO SUR SUR de DIVISION ANDINA (cortesa Suptcia. Geologa Mina)

Modos de Falla con Control Estructural

(Hoek & Bray (1981))


MACIZOS ROCOSOS Y SU

CARACTERIZACIN


EL PROBLEMA ES DEFINIR UNA CALIFICACION

DE LA COMPETENCIA DEL MACIZO ROCOSO QUE

PERMITA EL ESCALAMIENTO:

Prop. Macizo Rocoso = Fact. Escala Prop. R. I.

RQD

FF

RMR (Bieniawski)

Factor de Escala

RMR (Laubscher)

Q

GSI



Modo de Clculo del RQD

(Deere (1989))


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 COMPE-

TENCIA DEL MACIZO ROCO-

SO ES PRECISO CONSIDE-

RAR UN RANGO DE VALO-

RES, YA QUE DIFICILMENTE

ESTA CORRESPONDERA A

UN SOLO VALOR.


CALIFICACION GEOMECANICA DE MACIZOS ROCOSOS:

- Roca grantica relativamente competente

- Presenta una resistencia en compresin uniaxial de 80 a 120 MPa.

- El ndice 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 mtrica), y de poca rugosidad (escala

centimtrica).

- Los sistemas estructurales definen bloques de roca con un tamao

tpico del orden de 0.5 m, mayoritariamente con forma cbica.

- El macizo rocoso se encuentre seco.



GENERALIZED HOEK-BROWN CRITERION

, 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 cha-

racteristics

is the uniaxial compressive strength of the intact rock

pieces

a

ci

bci sm

s

ssss

''' 331

'

1s'

3s

cis

bm

a s

(1)


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:

, are material constants

is the normal effective stress

is the tensile strength of the rock mass

'

ns

tms

A B

B

ci

tmnciA

s

sss

'

(2)


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:

(1) The uniaxial compressive strength of the intact rock

pieces

(2) The value of the Hoek-Brown constant for these intact

rock pieces

(3) The value of the Geological Strength Index GSI for the rock mass

cis

im


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

Many Joints

USE EQ. 1

WITH CAUTION

Heavily Jointed Rock Mass

USE EQ. 1

Two Joint Sets

DO NOT USE

HB CRITERION

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:

28 14

100exp

a

GSImm ib

9 6

100exp o 0

a

GSIs

200

65.0 o 0.5 GSI

a


For better quality rock masses (GSI > 25), the value of GSI can be

estimated directly from the 1976 version of Bieniawskis 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 Bieniawskis 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, Bieniawskis 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 Bieniawskis 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 Pereiras equation is proposed for:

4010

10100

GSI

cimE

s(12)


Figure 5: Deformation modulus versus Geological Strength Index GSI.

Geological Strength Index GSI

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

De

form

atio

n m

od

ulu

s E

- G

Pa

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180 sci = 100 MPa

sci = 50 MPa

sci = 30MPa

sci = 15 MPa

sci = 10 MPa

sci = 5 MPa

sci = 1MPa


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 = bESEISMIC

(Deere et al. (1967)).

E = 2RMR - 100 (RMR > 50, Bieniawski (1978)

E = 10((RMR 10)/40)

(Serafim & Pereira (1983))

EMIN

= 10log(Q)

EMEAN

= 25log(Q) (Barton (1983))

EMAX

= 40log(Q)


Figure 6: Plot of rock mass strength versus GSI for different excavation methods, after

Abdullatif and Cruden (1983).

Geological Strength Index GSI

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Ro

ck m

ass s

tre

ng

th s

ci -

MP

a

0.1

1

10

100

Excavation method

Dig

Rip

Blast


EN LA PRACTICA SE ESTA UTILIZANDO CADA VEZ MAS EL METODO DE

HOEK & BROWN, CON LAS CONSIDERACIONES SIGUIENTES:

SE DETERMINAN LOS PARAMETROS mi Y s

ci 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, POBRE-

MENTE TRABADOS Y POCO CONFINADOS EL METODO

PUEDE SOBREVALUAR LA RESISTENCIA.

EN EL CASO DE ROCAS ESQUISTOSAS O FOLIADAS EL

METODO DEBE APLICARSE MUY CUIDADOSAMENTE.


ZONIFICACIN GEOTECNICA


Ejemplo Prctico 07.1: ZONIFICACIN GEOTECNICA

DE MINA CHUQUICAMATA EN

TERMINOS DEL INDICE GSI

(cortesa Suptcia. Ingeniera Geotcnica)

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 Prctico 07.2: ZONIFICACIN GEOTECNICA RAJO SUR SUR de DIVISION ANDINA EN TERMINOS DEL

INDICE GSI (cortesa Suptcia. Geologa Mina)


Ejemplo Prctico 07.3: ZONIFICACION GEOTECNICA DEL II PANEL DE LA MINA

RIO BLANCO EN TERMINOS DEL INDICE RMR

(cortesa Suptcia. Geologa Mina, Divisin Andina)


Ejemplo Prctico 07.4: ZONIFICACION GEOTECNICA DEL SECTOR DON LUIS EN TERMINOS DEL INDICE RMR

(cortesa Suptcia. Geologa Mina, Divisin Andina)


GEOMECNICA APLICADA EN

MINERA A RAJO ABIERTO


Mina Chuquicamata, CHILE

Ao 2000


Mina Zaldivar, CHILE

Ao 1999


Mina Sur Sur

CHILE

Ao 1995


30 40 50 60 70 80 90

Slope Inclination, (degrees)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

Str

ipp

ing

R

ati

o

b/h

= 0

,05

0,20

0,1

00,15

NEGOCIO MINERO

IMPACTO DE LA INCLINACIN DE

LOS TALUDES, , EN LA RAZN

LASTRE:MINERAL, sr

sr

tan 2 :

b

hOW

WASTE

ROCK

ORE

b

C L h


h

RESTRICCIONES

GEOMECNICAS

Si el talud es demasiado

alto fallar, por lo que

para un dado hay un

valor mximo permisible

para h

Si el talud es demasiado

empinado fallar, por lo

que para un h dado hay

un valor mximo permi-

sible para

x

superficie

de falla


0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Altura del Talud, h (m)

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

Re

sis

ten

cia

al

co

rte /

Esfu

erz

o d

e c

ort

e

= 60

INESTABLE

ESTABLE

35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90

Inclinacin del Talud, (grados)

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

Re

sis

ten

cia

al

co

rte /

Esfu

erz

o d

e c

ort

e

h = 100 m

INESTABLE

ESTABLE


ANGULO CARA

DE BANCO b

ANGULO

INTERRAMPA

r

ALTURA DE

BANCO h b

ANGULO

INTERRAMPA

r

ALTURA

INTERRAMPA h r ANGULO GLOBAL

(OVERALL ANGLE)

o

ALTURA

GLOBAL

(OVERALL)

h o

ANCHO DE

RAMPA

b r

ANCHO DE

BERMA

b

Parmetros que definen la

geometra de un talud minero


30 40 50 60 70 80 90

Inclinacin del Talud, (grados)

0

50

100

150

200

250

300

350

Alt

ura

d

el T

alu

d, h

(m

etr

os)

2.0

1.0

0.9

0.8

1.1

1.2

1.3

1.4

1.6FS =

Taludes Estables

Taludes Inestables

0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 2.4

Factor de Seguridad

0

2

4

6

8

10

12

14

16

Nu

mero

d

e

Ob

se

rvac

ion

es

Resultados del anlisis retrospectivo de

taludes estables e inestables en prfido

cuprfero, Rajo Atalaya, Rio Tinto,

Espaa, sugieren que FS 1,30 parece razonable.

Hoek (1969)


Criterios de Aceptabilidad

Desde el punto de vista del negocio minero, resulta necesario definir criterios de

aceptabilidad para el diseo geotcnico 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.

Comnmente, estos criterios de aceptabilidad se definen en trminos de valores

mnimos o mximos permisibles para uno o ms de los siguientes parmetros:

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 trminos del tonelaje

involucrado, W y/o de la altura de talud comprometida, h c y/o del nmero de rampas

afectadas, nr.


Una revisin de la literatura tcnica, permite concluir que:

Los criterios de aceptabilidad son ms 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 mnimo aceptable para FS

vara entre 1,3 y 1,5, predominando este ltimo valor. Por otra parte, en el caso de

taludes mineros, el mnimo aceptable para FS vara entre 1,2 y 1,5, predominando el

valor 1,3.

En el caso de los taludes de obras civiles, los mximos permisibles para PF varan

entre 0,5% y 20%; mientras que en el caso de los taludes mineros, este rango es de

5% a 30%.

Generalmente los valores mximos permisibles dependen de las posibles

consecuencias de una eventual inestabilidad; aceptndose diseos menos

conservadores cuando las consecuencias de una eventual falla son de poca

importancia. Muchas veces los valores mximos permisibles dependen de si se

cuenta o no con un programa de instrumentacin y control; aceptndose diseos

menos conservadores en la medida que se cuente con este programa (y el mismo

sea adecuado al tamao del talud, posible(s) tipo(s) de inestabilidad(es), y

potenciales consecuencias de una eventual falla).


La evaluacin de las consecuencias probables de una eventual inestabilidad debe

considerar el tamao de los equipos que operan la mina.

Resultan permisibles inestabilidades relativamente poco importantes, si es que los

tonelajes involucrados son tales que su remocin no requiere el uso de equipos por

ms de una semana, ni tampoco afecte el cumplimiento del plan de produccin.

Ejemplo Prctico: Proyecto Rosario, Iquique, CHILE (Cortesa Grupo Ingeniera Geotcnica Compaa Minera Doa Ins de Collahuasi S. C. M.)

Tomando en cuenta que:

La ocurrencia de inestabilidades a nivel de banco, en la prctica, es inevitable. Conforme

con esto, el criterio de aceptabilidad para el sistema banco-berma no debe definirse en

trminos del factor de seguridad, sino que en funcin de una probabilidad de falla

mxima permisible, considerando en la definicin del ancho de berma la distribucin de

los volmenes de estas inestabilidades menores, de modo que la berma pueda contener

un volumen tal que su probabilidad de excedencia sea pequea. Adems, mientras ms

pequeo sea el volumen afectado por la inestabilidad menor ser su relevancia, y

viceversa. Por lo tanto, la probabilidad de falla mxima permisible ser mayor en el caso

de volmenes pequeos, y menor en caso contrario. Por otra parte, si un banco ubicado

inmediatamente arriba de una rampa sufre una inestabilidad su potencial efecto ser

mayor que el de una inestabilidad similar en un banco no adyacente a una rampa.


Debe tenerse presente el hecho que un banco de pared final deber tener una vida

operacional mayor que un banco de una pared no permanente (expansin).

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, tambin en este

caso, definirse conforme con las consecuencias asociadas a una inestabilidad, las

cuales dependen bsicamente de dos factores: la magnitud de la prdida de rampa,

si la hubiera, y el volumen afectado por la inestabilidad. En este caso el criterio de

aceptabilidad puede definirse en trminos de un valor mnimo permisible para el

factor de seguridad; sin embargo, dada la incerteza asociada a los parmetros

geolgico-geotcnicos resulta tambin necesario definir un lmite mximo para la

probabilidad de falla permisible.

Adems, mientras ms pequeo sea el volumen afectado por la inestabilidad y menor

sea la posible prdida de rampa, menor ser la relevancia de la inestabilidad, y

viceversa. Por lo tanto, la probabilidad de falla mxima permisible ser mayor y el

factor de seguridad mnimo permisible ser menor en el caso de volmenes y

prdidas de rampa pequeas.

Debe tenerse presente el hecho que un talud interrampa de pared final deber tener

una vida operacional mayor que un talud interrampa de una pared no permanente,

cual el caso de una expansin.


VOLUMEN DIRECTAMENTE

AFECTADO POR LA INESTABILIDAD

PERDIDA

DE RAMPA

RAMPA


La ocurrencia de inestabilidades a nivel de talud global tiene un efecto siempre

importante, y si en el sector afectado hay rampas, stas se perdern; adems, los

volmenes afectados por este tipo de inestabilidades sern sustancialmente mayores a

los volmenes asociados a inestabilidades interrampa. En este caso el criterio de

aceptabilidad puede definirse en trminos de un valor mnimo permisible para el factor de

seguridad; sin embargo, dada la incerteza asociada a los parmetros geolgico-

geotcnicos resulta tambin necesario definir un lmite mximo para la probabilidad de

falla permisible. Por otra parte, mientras mayor sea el volumen afectado por la

inestabilidad mayor ser la relevancia de sta, y viceversa. Por lo tanto, el criterio de

aceptabilidad deber ser ms estricto en aquellos casos donde el volumen

potencialmente afectado sea ms importante.

Debe tenerse presente el hecho que un talud global de pared final deber tener una vida

operacional mayor que un talud global de una pared no permanente (adems, en la

prctica los ngulos de talud global solo alcanzan su valor mximo en la condicin de

pared final).

Siempre se mantendrn 2 rampas de acceso hasta el fondo del rajo, independientes

entre s. Si por efecto de alguna expansin hay derrames sobre una rampa, deber

existir la posibilidad de despejar dichos derrames en un periodo no mayor a tres das. Si

no se dispusiera de dos accesos independientes al fondo del rajo, los criterios de

aceptabilidad debern ser ms estrictos, ya que una eventual inestabilidad podra

impedir el acceso al mineral.


En base a consideraciones operacionales y de disponibilidad de equipos, se ha deci-

dido que remociones en masa de hasta 1.000.000 tons pueden ser despejadas sin

mayores complicaciones operacionales ni de planificacin. Si se supone que una

inestabilidad mayor, o sea a nivel de talud interrampa o global, afectara una exten-

sin de pared del orden de 150 m, esto significa que es posible despejar hasta unas

6.500 ton/m sin mayores problemas (definicin vlida para equipos de carguo 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 podr aumentarse el tonelaje inestable que resulta admisible).

Se cumplirn rigurosamente las recomendaciones de diseo de los taludes, en lo que

se refiere a : implementacin de medidas de despresurizacin y drenaje; ejecucin

de tronaduras controladas para minimizar el dao inducido en el macizo rocoso;

control del cumplimiento de la lnea de programa en cada banco.

Conforme con todo lo anterior, CMDIC ha definido para el diseo geotcnico de los

taludes del Rajo Rosario los criterios de aceptabilidad que se resumen en la figura de

pgina siguiente.


0 1 2 3 4 5

Numero de Rampas Afectadas

0

100

200

300

400

Mas

a

Co

mp

rom

eti

da

, w

(k

ton

/m)

FS 1,25 & PF 12%

FS 1,30 & PF 10%

FS 1,35 & PF 8%

FS 1,40 & PF 6%

FS 1,45 & PF 4%


CARACTERIZACIN GEOTCNICA,

GEOMECNICA E HIDROGEOLGICA


UN BUEN MODELO

GEOLGICO ES LA BASE DE

UN BUEN MODELO

GEOMECNICO

APROVECHAR LA

EXPLORACIN GEOLGICA


DEFINICIN DE UNIDADES GEOTCNICAS BSICAS:

LITOLOGA

MINERALIZACIN

ALTERACIN

SECUNDARIA

PRIMARIA

TIPO

GRADO

UNIDADES

GEOTCNICAS

BSICAS

(PROPIEDADES

GEOMECNICAS

DE LA ROCA

INTACTA)


DEFINICIN DE UNIDADES GEOTCNICAS:

UNIDADES CALIDAD UNIDADES

GEOTCNICAS + GEOTCNICA = GEOTCNICAS

BSICAS DEL MACIZO

ROCOSO

PROPIEDADES INDICE GSI PROPIEDADES

DE LA ROCA DEL MACIZO

INTACTA ROCOSO LABORATORIO (SIN DIRECCIONALIDAD)

ESCALAMIENTO


Ejemplo 05.a: ZONIFICACIN GEOTCNICA DE LA

MINA CHUQUICAMATA EN TRMINOS

DEL NDICE GSI

Cortesa: Superintendencia Ingeniera Geotcnica

Divisin Chuquicamata

CODELCO

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


TABLE 3: Properties of the rock masses and paleogravels (typical values)

Geotechnical Unit

g mi sci Ei GSI c f E n B G

ton/m3 MPa GPa kPa Degrees GPa GPa GPa

Paleogravels 2.10 100 42 0.60 0.25 0.40 0.24

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



CODELCO


Ejemplo 06.a:

ZONIFICACIN GEOTCNICA

SEGN EL INDICE GSI

RAJO SUR SUR

Cortesa: Superintendencia Geologa Mina

Divisin 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


Divisin Andina

CODELCO


Ejemplo 06.c:

BANCO 4000, PARED OESTE RAJO SUR SUR, DOMINIOS ESTRUCTURAL II

GSI : 40 a 45

FF : 8 a 14 fract./m

Cortesa: Superintendencia Geologa Mina, Divisin Andina, CODELCO


DEFINICIN 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 inestabili-

dades mayores con total o fuerte control estructural

(e.g. macro-cuas), que pudieran afectar la esta-

bilidad de las paredes del rajo.

Permite evitar, o al menos minimizar, direcciones

desfavorables para la orientacin de los taludes.


DEFINICIN DE ESTRUCTURAS MAYORES:

Posicin

Traza

Espaciamiento tpico (si se trata de una familia)

Manteo (dip)

Direccin de manteo (dip direction)

Material(es) de relleno

Resistencia al corte

Deformabilidad (si hay anlisis numrico)


Ejemplo 07:

TRAZA DE LA FALLA OESTE

PARED OCCIDENTAL

MINA CHUQUICAMATA

Cortesa:

Superintendencia Ingeniera Geotcnica


CODELCO


Ejemplo 08:

PLANO DE ESTRUCTURAS MAYORES

RAJO SUR SUR de DIVISIN ANDINA


Divisin Andina

CODELCO


E-3

2000

E-3

000

0

N-80000

N-80500

N-79500

E-3

05

00

E-3

100

0

E-3

150

0

N-82500

N-81500

N-82000

N-81000

N-83000

E-3

2500

NN

Ejemplo 09:

PLANO DE ESTRUCTURAS MAYORES

& POTENCIALES MACRO-CUAS

PROYECTO ROSARIO

Cortesa:

Grupo Ingeniera Geotcnica

Compaa Minera Doa Ins de Collahuasi S. C. M.


DEFINICIN DE DOMINIOS ESTRUCTURALES:

DEBE tener una muy buena justificacin geolgico-

estructural.

Permite definir las inestabilidades con control es-

tructural que son cinemticamente factibles en los

distintos sectores del rajo.

Permite el diseo del sistema banco-berma.

Permite definir la resistencia direccional del macizo

rocoso.



Para cada dominio:

Nmero de sets o familias de estructuras

Importancia relativa (frecuencia/impacto)

Manteo (dip)

Direccin de manteo (dip direction)

Traza

Espaciamiento

Gap

Material(es) de relleno

Resistencia al corte



Actualmente en la minera chilena la herramienta

ms utilizada para interpretar y evaluar la informa-

cin geolgico-estructural es el programa DIPS, de-

sarrollado en Canad por el grupo Rocscience.


Ejemplo 10:

DOMINIOS ESTRUCTURALES

RAJO SUR SUR de DIVISIN ANDINA


Divisin Andina

CODELCO


Ejemplo 11.a:

DOMINIOS ESTRUCTURALES

MINA CHUQUICAMATA

Cortesa:

Superintendencia Ingeniera Geotcnica


CODELCO

ESTANQUES

BLANCOS

ZO

NA

D

E C

IZ

ALLE

BA

LM

AC

ED

A

ME

SA

BI

NO

R O

ES

TE

FO

RT

UN

A

SU

R

AM

ER

IC

AN

AZARAGOZA

FO

RT

UN

AN

OR

TE

ESTANQUES

BLANCOS

ZO

NA

D

E C

IZ

ALLE

BA

LM

AC

ED

A

ME

SA

BI

NO

R O

ES

TE

FO

RT

UN

A

SU

R

AM

ER

IC

AN

AZARAGOZA

FO

RT

UN

AN

OR

TE


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.



CODELCO


Ejemplo 11.c: Deslizamientos planos en bancos de la Pared Este de Mina Chuquicamata,

en el Dominio Estructural Mesabi, definidos por estructuras subverticales.



CODELCO


CARACTERIZACIN HIDROGEOLGICA APLICADA:

Define nivel(es) fretico(s).

Presiones intersticiales residuales (si las hay).

Infiltraciones al rajo (Cuanto? Donde? Cuando?)

Planes de despresurizacin de taludes.

Planes de drenaje del rajo.


Trayectorias de Flujo

para el Ao 2003

Trayectorias de Flujos

Isocontornos de Niveles Freaticos

Pozo de Monitoreo

Ejemplo de los resultados de

un modelo numrico para

predecir las infiltraciones de

aguas subterrneas a un rajo.


TIPOS DE INESTABILIDADES


TIPOS DE INESTABILIDADES EN LOS TALUDES ROCOSOS

CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL

CON MUCHO CONTROL ESTRUCTURAL

CON ALGO DE CONTROL ESTRUCTURAL

CON POCO CONTROL ESTRUCTURAL

SIN NINGN CONTROL ESTRUCTURAL

DIM

INU

YE

LA

CA

LID

AD

GE

OT

C

NIC

A

AU

ME

NTA

EL

GR

AD

O D

E F

RA

CT

UR

AM

IEN

TO

AU

ME

NTA

LA

BL

OC

OS

IDA

D

AU

ME

NTA

LA

CA

LID

AD

GE

OT

C

NIC

A

DIS

MIN

UY

E E

L G

RA

DO

DE

FR

AC

TU

RA

MIE

NT

O

DIS

MIN

UY

E L

A B

LO

CO

SID

AD


INESTABILIDADES CON TOTAL

CONTROL ESTRUCTURAL


INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL:

Deben respetar las restricciones cinemticas que define la

geometra y orientacin relativa de los taludes respecto a las

estructuras presentes en el macizo rocoso.

Predominan a nivel de banco (estructuras menores), pero

tambin pueden afectar taludes de gran altura (estructuras

mayores).

Se pueden analizar mediante mtodos de equilibrio lmite, bi o

tridimensionales, dependiendo del caso.

Definen el diseo del sistema banco-berma.

Si hay estructuras mayores desfavorablemente ubicadas,

pueden afectar en forma importante el diseo de los taludes del

rajo.


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



DESLIZAMIENTOS DE CUAS (1)







PWedge

SWedge



DESLIZAMIENTOS DE CUAS (5.a)

SWEDGE:

FS = 1,004

PF = 45,4%



DESLIZAMIENTOS DE CUAS (5.b)

SWEDGE:

Proyeccin Estereogrfica



DESLIZAMIENTOS DE CUAS (5.c)

SWEDGE:

Distribucin de FS



DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.a)






DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.b)

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



DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.c)




DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.d)




DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.e)




DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.f)




DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.g)




DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.h)




DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.i)




DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.j)

Ejemplo 13:

Plano A: 45/135 fA = 35

Plano B: 45/225 fB = 35

A = B = 0.80

FS = 1,12



DESLIZAMIENTOS DE CUAS (8.k)

Usando SWedge:

FS = 1,143




Goodman, R. (1989):

INTRODUCTION TO ROCK MECHANICS

J. Wiley & Sons



VOLCAMIENTOS (1)



VOLCAMIENTOS (2)






VOLCAMIENTOS (3)

Goodman, R. (1989):

INTRODUCTION TO ROCK MECHANICS

J. Wiley & Sons



VOLCAMIENTOS (4)






VOLCAMIENTOS (5)






VOLCAMIENTOS (6)






VOLCAMIENTOS (7)





LAS INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL

ESTRUCTURAL DEFINEN EL DISEO DEL SISTEMA

BANCO BERMA:

DESLIZAMIENTOS

PLANOS

DESLIZAMIENTOS

DE CUAS

VOLCAMIENTOS

TONELAJES

INESTABLES

( W85% )

VOLUMEN

DE DERRAME

LARGO BASAL

DEL DERRAME

ANCHO

DE BERMA


Ejemplo 14.1:

PLAUSIBILIDAD DE DESLIZAMIENTOS PLANOS, PROYECTO ROSARIO Cortesa: Grupo Ingeniera Geotcnica, Compaa Minera Doa Ins de Collahuasi S. C. M.

DD 233

DD 278

DD 320

DD 352

DD 30

DD 68

DD 185

Dominio IIDominio I

Dominio IV

Dominio III

DD 155

DD 128

Ld = 6 m.Berma Minimo= 4m.


Ld = 5 m.Berma Minimo= 4 m.




NO

PLANAR SLIDE

NO

PLANAR SLIDE

NO

PLANAR SLIDE

NO

PLANAR SLIDE

NO

PLANAR SLIDE

NO

PLANAR SLIDE

NO

PLANAR SLIDE

NO

PLANAR SLIDE

Ld = 5.4 m.Berma Minimo= 4 m.





Ejemplo 14.2:

PLAUSIBILIDAD DE DESLIZAMIENTOS DE CUAS, PROYECTO ROSARIO Cortesa: Grupo Ingeniera Geotcnica, Compaa Minera Doa Ins de Collahuasi S. C. M.

DD 233

DD 278

DD 320

DD 352

DD 30

DD 68

DD 185

Dominio IIDominio I

Dominio IV

Dominio III

DD 155

DD 128

Ld = 11 m.

Berma Minimo= 8m.

Ld = 11 m.

Berma Minimo= 8m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 4m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 4m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 4m.

Ld = 3 m.

Berma Minimo= 2m.

Ld = 3 m.

Berma Minimo= 2m.

Ld = 4 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 4 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo=4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo=4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo=4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo=4m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 5m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 5m.

NO

WEDGE

NO

WEDGE

NO

WEDGE

NO

WEDGE

NO

WEDGE

Ld = 4 m.

Berma Minimo=3m.

Ld = 4 m.

Berma Minimo=3m.


Ejemplo 14.3:

PLAUSIBILIDAD DE VOLCAMIENTOS, PROYECTO ROSARIO Cortesa: Grupo Ingeniera Geotcnica, Compaa Minera Doa Ins de Collahuasi S. C. M.

DD 233

DD 278

DD 320

DD 352

DD 30

DD 68

DD 185

Dominio IIDominio I

Dominio IV

Dominio III

DD 155

DD 128

DD 233

DD 278

DD 320

DD 352

DD 30

DD 68

DD 185

Dominio IIDominio I

Dominio IV

Dominio III

DD 155

DD 128

NO

TOPPLING SLIDE

NO

TOPPLING SLIDE

NO

TOPPLING SLIDE

NO

TOPPLING SLIDE

NO

TOPPLING SLIDE


Ejemplo 14.4:

PLAUSIBILIDAD DE INESTABILIDADES CON CONTROL ESTRUCTURAL, PROYECTO ROSARIO Cortesa: Grupo Ingeniera Geotcnica, Compaa Minera Doa Ins de Collahuasi S. C. M.

DD 233

DD

278

DD 3

20

DD 352

DD

30

DD

68

DD 185

Dom

inio

II

Dom

inio

II

Dom

inio

I

Dom

inio

I

Dominio IV

Dominio IV

Dom

inio

III

Dom

inio

III

DD

155

DD 128

Ld = 11 m.

Berma Minimo= 8m.Ld = 5 m.

Berma Minimo= 4m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 4m.

Ld = 3 m.

Berma Minimo= 2m.

Ld = 4 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo=4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo=4m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 5m.

Ld = 4 m.

Berma Minimo=3m.






DD 233

DD

278

DD 3

20

DD 352

DD

30

DD

68

DD 185

Dom

inio

II

Dom

inio

II

Dom

inio

I

Dom

inio

I

Dominio IV

Dominio IV

Dom

inio

III

Dom

inio

III

DD

155

DD 128

Ld = 11 m.

Berma Minimo= 8m.

Ld = 11 m.

Berma Minimo= 8m.Ld = 5 m.

Berma Minimo= 4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 4m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 4m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 4m.

Ld = 3 m.

Berma Minimo= 2m.

Ld = 3 m.

Berma Minimo= 2m.

Ld = 4 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 4 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo=4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo=4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo=4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo=4m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 5m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 5m.

Ld = 4 m.

Berma Minimo=3m.

Ld = 4 m.

Berma Minimo=3m.












INESTABILIDADES SIN NINGN

CONTROL ESTRUCTURAL


INESTABILIDADES SIN NINGN CONTROL ESTRUCTURAL:

Ocurren nicamente en materiales tipo suelo o en macizos

rocosos muy fracturados y/o de muy mala calidad geotcnica.

Raramente ocurren a nivel de banco, usualmente ocurren en

botaderos y en aquellos sectores donde el macizo est muy

fracturado y/o presenta peor calidad geotcnica.

Se pueden analizar mediante mtodos de equilibrio lmite,

usualmente bidimensionales, y tambin mediante modelos

numricos (elementos finitos / diferencias finitas).

Definen el diseo del talud en aquellos sectores donde hay

suelos o el macizo rocoso est muy fracturado y/ presenta

una muy mala calidad geotcnica.


INESTABILIDADES SIN NINGN CONTROL ESTRUCTURAL

DESLIZAMIENTOS (1)



DESLIZAMIENTOS (2.a)




DESLIZAMIENTOS (2.b)

Hoek, E. & Bray, J. (1981):

ROCK SLOPE ENGINEERING

IMM, London



DESLIZAMIENTOS (2.c)

Hoek, E. & Bray, J. (1981):


IMM, London



DESLIZAMIENTOS (2.d)

Hoek, E. & Bray, J. (1981):


IMM, London



DESLIZAMIENTOS (2.e)

Hoek, E. & Bray, J. (1981):


IMM, London



DESLIZAMIENTOS (2.f)

Hoek, E. & Bray, J. (1981):


IMM, London

A. Karzulovic & Asoc. Ltda. Curso Geomecnica Aplicada en Minera a Ciel

curso geomecánica básica

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