geomecanica aplicada a mineria

GEOMECÁNICA APLICADA EN MINERÍA

1INTRODUCCIÓN

GEOMECÁNICAAPLICADA

EN MINERÍADr. Ing. Antonio Karzulovic

Lima, 30.11.01 - 01.12.01


2INTRODUCCIÓN

INTRODUCCIÓN


3INTRODUCCIÓN

1978 1980 1982 1984 1986 1988 1990 1992 1994 1996 1998 2000 2002

Año

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

650Pr

ecio

del

Oro

(U

S$/

oz)

EVOLUCIÓN PRECIO DEL ORO1978 - 2001


4INTRODUCCIÓN

1955 1960 1965 1970 1975 1980 1985 1990 1995 2000 2005

Año

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140Pr

ecio

del

Cob

re (

USc

/lb)

EVOLUCIÓN PRECIO DEL COBRE1956 - 2001


5INTRODUCCIÓN

1995 1996 1997 1998 1999 2000 2001

Año

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140Pr

ecio

del

Cob

re (

USc

/lb)

EVOLUCIÓN PRECIO DEL COBRE1995 - 2001


6INTRODUCCIÓN

DEBEMOS OPTIMIZAREL NEGOCIO MINERO !


7INTRODUCCIÓN

MINERÍA A RAJO ABIERTO:

• MENORES LEYES

• AUMENTO DE TAMAÑO DE LOS EQUIPOS DE PERFORACIÓN, CAR-GUÍO Y TRANSPORTE

• PROFUNDIZACIÓN DE LOS RAJOS

• TRANSICIÓN Y CAMBIO A MINERÍA SUBTERRÁNEA


8INTRODUCCIÓN

MINERÍA SUBTERRÁNEA:

• MENORES LEYES

• MINERÍA EN ROCA PRIMARIA

• MINERÍA A MAYOR PROFUNDIDAD


9INTRODUCCIÓN

NECESIDAD DE OPTIMIZAR EL NEGOCIO MINERO

APROVECHAR LA GEOMECÁNICA COMO

HERRAMIENTA DE OPTIMIZACIÓN


10INTRODUCCIÓN

ZONA LIXIVIADA

ZONA DE ENRIQUECIMIENTOSECUNDARIO

ZONA DE ALT. POTASICA

ZONA DE ALTERACIONCUARZO-SERICITICA

ZONA DE ALT. ARGILICA

ZONA DE ALT. PROPILITICA

ROCA ESTERIL AMB

IEN

TEPR

IMAR

IO

ZONA LIXIVIADAZONA DE ENRIQUECIMIENTO SECUNDARIO

ARGILICA QUARZO-SERICITICA PROPILITICA / POTASICA

A U M E N T O D E L A R E S I S T E N C I A

AMB

IEN

TESE

CU

ND

ARIO

Modelo de Lowell & Guilbert (1970)


11INTRODUCCIÓN

UN BUEN MODELO GEOLÓGICO ES LA BASE DE

UN BUEN MODELO GEOMECÁNICO

APROVECHAR LA EXPLORACIÓN GEOLÓGICA


12INTRODUCCIÓN

MINERÍA A RAJO ABIERTO:

MINERÍA SUBTERRÁNEA:

- ANGULO DE TALUD- DAÑOS POR TRONADURA- DESPRESURIZACIÓN & DRENAJE- SUBSIDENCIA- TRANSICIÓN A MINERÍA SUBTERRÁNEA

- ALTURA DE COLUMNA A EXPLOTAR- MÉTODO DE EXPLOTACIÓN- DISTANCIA ENTRE NIVELES- DISEÑO MINERO- TASAS DE SOCAVACIÓN & EXTRACCIÓN- FORTIFICACIÓN- SUBSIDENCIA

EN LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO, PODEMOS UTILIZAR LA GEOMECÁNICA EN:


13INTRODUCCIÓN

• DISEÑO DE TALUDES

• MANEJO DE TALUDES

• CRITERIOS RACIONALES DE RIESGO PARA LA OPTIMIZACIÓN DEL DISEÑOMINERO

• TRANSICIÓN Y CAMBIO A MINERÍA SUBTERRÁNEA

RESULTADOS EN MINERÍAA RAJO ABIERTO:


14INTRODUCCIÓN

• RESPUESTA A LAS “GRANDES” PREGUNTAS

• EVALUACIÓN DE VARIANTES Y/O NUEVOS MÉTODOS DE EXPLOTACIÓN

• INTERACCIÓN ENTRE SECTORES PRODUCTIVOS

• SECUENCIAMIENTO MINERO

• TASAS DE SOCAVACIÓN Y EXTRACCIÓN

• SUBSIDENCIA

• FORTIFICACIÓN

RESULTADOS EN MINERÍA SUBTERRÁNEA:


1CONCEPTOS GEOMECÁNICOS FUNDAMENTALES

CONCEPTOSGEOMECÁNICOS

FUNDAMENTALES

Lima, 30.11.01 - 01.12.01



TIPOS DE MATERIAL&

MODELOS GEOMECÁNICOS



R(θ)

θ

MATERIAL ISÓTROPO

( ) θθ ∀= oRR



θ

MATERIAL ANISÓTROPO

R(θ)

R1

R2

( ) θθ 12 ∀≤≤ RRR



θ

MATERIAL DIRECCIONAL

R(θ)

R1 R2

( ) θθ 12 ∀≤≤ RRR



MATERIAL HOMOGÉNEO



MATERIAL HETEROGÉNEO



MATERIAL CONTINUO



MATERIAL DISCONTINUO



MATERIAL REAL

6” 1.5 m



COMPORTAMIENTOCARGA-DEFORMACIÓN-RESISTENCIA

Car

ga

Deformación

ELASTICO

Car

ga

Deformación

ELASTO-PLASTICO

Car

ga

Deformación

RIGIDO-PLASTICO

Car

ga

DeformaciónC

arga

Deformación



GRANITO MASIVOUNDERGROUND RESEARCH LABORATORYPINAWA, MANITOBACANADAISRM News Journal (1992,93)

Ejemplo 01.1

CONTINUO

HOMOGENEO

ISOTROPO

LINEALMENTE

ELASTICO



GRANITO MASIVOUNDERGROUND RESEARCH LABORATORYPINAWA, MANITOBACANADAISRM News Journal (1992,93)

Ejemplo 01.2

CONTINUO

HOMOGENEO

ISOTROPO

LINEALMENTE

ELASTICO



CALIZAS PLEGADASMINA A RAJO ABIERTOEN LATINOAMERICA(1999)

Ejemplo 02

DIscontinuo

ANISOTROPO

NO

ELASTICO



CONCEPTOS DEMACIZO ROCOSO

&EFECTOS DE ESCALA



MACIZO ROCOSO

ROCA CON VARIASESTRUCTURAS

ROCA CON UNA ÚNICAESTRUCTURA

ROCA “INTACTA”

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



VOLUMEN ENSAYADO

PR

OP

IED

AD

FÍS

ICA

Propiedad cuya magnitudcrece al aumentar elvolumen ensayado

(e.g. CONDUCTIVIDAD HIDRÁULICA)

Propiedad cuya magnituddecrece al aumentar el

volumen ensayado(e.g. RESISTENCIA)



VOLUMEN DE TESTIGOS CILÍNDRICOS DE ROCA ENSAYADOS EN LABORATORIO

Diámetro Altura Volumen

38 mm 76 mm 8.6××××10-5 m3

50 mm 100 mm 2.0××××10-4 m3

75 mm 150 mm 6.6××××10-4 m3

100 mm 200 mm 1.6××××10-3 m3

150 mm 300 mm 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 MECHANICSTrans tech Publications



VOLUMEN DE TESTIGOS CILÍNDRICOSDE ROCA DE GRAN TAMAÑO

Diámetro 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 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 specimensInt. J. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstrt.



ES

FUE

RZ

O A

XIA

L (

MP

a)

0.060.050.040.030.020.010.00

20

15

10

5

0

DEFORMACIÓN AXIAL UNITARIA

Vol = 1.0 m3

w/h = 2.8UCS = 20.6 MPaE = 3.6 GPaN = 0.7 GPaE/UCS = 175

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 (BasaltNuclear Waste Isolation Project, Hanford, USA).

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



VOLUMEN DE ROCA ASOCIADOA 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 SUBTERRÁNEA

Problema Volumen

Intersección Calle-Zanja 1××××1003 m3

Pilar del Nivel de Producción 2××××1003 m3

Punto de Extracción 3××××1003 m3

Calle del Nivel de Producción 1××××1004 m3

Zona de Inicio de la Extracción 3××××1006 m3

Frente de Hundimiento (300 m) 5××××1006 m3

Sector Productivo 3××××1008 m3

Mina El Teniente 3××××1010 m3



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



50 m

30 m

30 m5

100 m

100 m

150 m

7

15 m15 m

8 m

4



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.



10-1100101102103104

PERSISTENCIA DE LA ESTRUCTURA GEOLOGICA, P ( m )

VETILLAS SELLADASEN ANDESITA PRIMARIA,

MINA SUBTERRÁNEA,CHILE

10-1 m < P < 100 m

ZONA DE CIZA-LLE, EN META-SEDIMENTOS,MINA A RAJO

ABIERTO, CHILE103 < P < 104 m

ESTRUCTURAS

ESTRUCTURAS MAYORES,CRATER DE SUBSIDENCIA,

MINA SUBTERRANEA,CHILE

102 m < P < 103 m

ESTRUCTURAS DELIMITANMOLDE DEJADO POR LACAIDA 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 DAÑO

EN CALLE UCL,MINA SUBTERRÁNEA,

CHILE101 m < P < 102 m

FALLA GEOLOGICA,MINA SUBTERANEA,

CHILE103 m < P < 104 m

FALLA REGIONAL,MINA A RAJO ABIERTO,

CHILEP > 104 m

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

102 m < P < 103 m

DISCONTINUIDADES MENORESESTRUCTURAS MAYORES

FALLAS GEOLOGICAS

FALLAS REGIONALES



DISCONTINUIDADES DE DISTINTA ESCALA

Orden L (m) s (m) t (m) φφφφ (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 BASEElsevier



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.



20 m

20 m

35 m

BLOQUES

CALLEESTRUCTURA DEPRIMER ORDEN

Modelo de Macizo Rocoso(ESCALA 4)



MACIZO ROCOSOA ESCALA “ 1”

( 100 m3 < Vol < 101 m3 )

PROBETA DEROCA INTACTA


( 101 m3 < Vol < 102 m3 )


( 10-1 m3 < Vol < 100 m3 )

AUMENTAEL EFECTODE ESCALA



Modos de Ruptura de este Modelo de Macizo Rocoso:

CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL(típico de macizos competentes)

SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL(típico de macizos muy poco competentes)

AUM

ENTA

EL

GR

ADO

DE

FRAC

TUR

AMIE

NTO

DIS

MIN

UYE

EL

IND

ICE

RQ

DD

ISM

INU

YE L

A C

ALID

AD G

EOTE

CN

ICA



PROPIEDADESGEOMECÁNICAS

DE LA ROCA INTACTA



PROPIEDADES DE LA ROCA INTACTA:

Porosidad, n (%)Propiedades Peso Unitario, γ (ton/m3) o (kN/m3)Indice Relaciones de Fase

Degradabilidad

Tracción, TS o σci (MPa)Resistencia Compresión Uniaxial, UCS o σci (MPa)

Compresión Triaxial, c (MPa) y φ (grados)Propiedades Deformabilidad Velocidad Prop. Ondas, VP y VS (m/s)de Ingeniería Módulos Elásticos, E (GPa) y ν

Conductividad HidráulicaOtras 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”.



25020015010050 300000.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5R

ESIS

TEN

CIA

UN

IAXI

AL D

EL T

ESTI

GO

RES

ISTE

NC

IA U

NIA

XIAL

DE

UN

TES

TIG

O D

E D

IAM

ETR

O50

mm

DIAMETRO DEL TESTIGO (mm)

MármolCalizaGranitoBasaltoLava Basaltica-AndesíticaGabroNoritaDiorita cuarcífera

2.0

50

50

=

dUCSUCSd

σ



RESISTENCIA EN COMPRESIÓN TRIAXIAL

Hoek & Brown (1980) Method to estimate the strengthof rock masses

Hoek (1983) Modified the method

Hoek & Brown (1988) Updated the method

Hoek et al. (1992) Modified the method to be appliedto 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 beenfound practical for surface mines, where rock mass properties are particularly sensitive to stress relief and blast damage.



GENERALIZED HOEK-BROWN CRITERION

, are the maximum and minimum efective stresses atfailure

is the value of the Hoek-Brown parameter m for therock mass

, are constants which depend upon the rock mass cha-racteristics

is the uniaxial compressive strength of the intact rock pieces

a

cibci sm ��

�

��

�++=

σσσσσ

''' 331

'1σ '

3σ

ciσ

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

'nσ

tmσ

A B

B

ci

tmnciA

−=σ

σσστ'

(2)



In order to use the Hoek-Brown criterion for estimating the strength ofjointed 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 intactrock pieces

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

ciσ

im



“INTACT” ROCK PROPERTIES

For the intact rock pieces that make up the rock mass eq. (1) simplifiesto:

The relationship between the principal stresses at failure for a givenrock is defined by two constants, the uniaxial compressive strengthand a constant .

Wherever possible the values of these constants should be determinedby statistical analysis of the results of a set of triaxial tests.

50

331 1

.'''

++=

ciici m σ

σσσσ (3)

ciσim



ExamplesField Estimate of StrengthPoint Load

Index(MPa)(MPa)

TermGrade��

Stiff fault gougeIndented by thumbnail��0.25 - 1ExtremelyWeakR0

Highly weathered or altered rock, shaleCrumbles under firm blows with point of a geo-logical hammer, can be peeled by a pocket knife��1 - 5Very

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, siltstoneCannot be scraped or peeled with a pocket knife, specimen can be fractured with a single blow from a geological hammer

1 - 225 - 50MediumStrongR3

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 StrengthPoint Load

Index(MPa)(MPa)

TermGrade��

Stiff fault gougeIndented by thumbnail��0.25 - 1ExtremelyWeakR0

Highly weathered or altered rock, shaleCrumbles under firm blows with point of a geo-logical hammer, can be peeled by a pocket knife��1 - 5Very

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, siltstoneCannot be scraped or peeled with a pocket knife, specimen can be fractured with a single blow from a geological hammer

1 - 225 - 50MediumStrongR3

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

ciσ

�� 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 ± 3Dolerite (16 ± 5)

Norite 20 ± 5Dark

Granite 32 ± 3 Diorite 25 ± 5Granodiorite (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 ± 2Shales (6 ± 2)

Marls (7 ± 2)

Siltstones 7 ± 2Greywackes (18 ± 3)

Sandstones 17 ± 4Conglomerates (21 ± 3)

Breccias (19 ± 5)Clastic

Very FineFineMediumCoarse

TextureGroupClassRock

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 ± 3Dolerite (16 ± 5)

Norite 20 ± 5Dark

Granite 32 ± 3 Diorite 25 ± 5Granodiorite (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 ± 2Shales (6 ± 2)

Marls (7 ± 2)

Siltstones 7 ± 2Greywackes (18 ± 3)

Sandstones 17 ± 4Conglomerates (21 ± 3)

Breccias (19 ± 5)Clastic

Very FineFineMediumCoarse

TextureGroupClassRock

Type

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

IGN

EOUS

SED

IMEN

TAR

YM

ETAM

OR

PHIC

* 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 90σci (MPa)

0

5

10

15

20

25

30

35m

i

ALTERACION POTASICAALTERACION SERICITICA

ALTERACION CLORITICAALTERACION SERICITICA

INTENSAALTERACIÓN SERICÍTICA

INTENSA

ALTERACIÓN SERICÍTICAALTERACIÓN POTÁSICA

ALTERACIÓN CLORÍTICA



Quartz -sericite alteration

Perc

enta

ge u

niax

ial c

ompr

essi

ve s

treng

th

0

20

40

60

80

100

PorphyryAndesiteQuartz-monzonite porhpyryAndesite

Light Moderate Intense Very Intense



USO DEL PROGRAMA ROCDATAEjemplo 03



DETERMINACION DE LOS MODULOS ELASTICOS.Lambe & Whitman (1969)SOIL MECHANICSJ. Wiley & Sons



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 ν.

(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).



ESTRUCTURASY SUS

PROPIEDADES



PARAMETROS GEOMETRICOS

MANTEODIRECCION DE MANTEOTRAZA O EXTENSIÓNESPACIAMIENTOGAP



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

Máquina de corte directo portátil (tipo Hoek, 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)). 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 después del ensayo.Estructura antes del ensayo.



RESISTENCIA RESIDUAL

RESISTE

NCIA P

EAK

c pea

k

φpeak

φres

τ

σn

CONDICION PEAK

CONDICION RESIDUAL

Curva carga-deformaciónpara un valor dado del es-fuerzo normal efectivo.

u

τ

cres

RESISTENCIA RESIDUAL

RESISTE

NCIA P

EAK

c pea

k

φpeak

φres

τ

σn

CONDICION PEAK

CONDICION RESIDUAL

Curva carga-deformaciónpara un valor dado del es-fuerzo normal efectivo.

u

τ

cres

RESISTENCIA



MÉTODO DE BARTON-BANDIS:

τMAX = σ × tan( φ b + JRC×log(JCS/σ))

τMAX = σ × tan( φ equiv )

τMAX RESISTENCIA AL CORTE

σ ESFUERZO NORMAL EFECTIVO

φ b ANGULO “BASICO” DE FRICCION (φ b ≈ φ r )

JRC COEFICIENTE DE RUGOSIDAD

JCS RESISTENCIA EN COMPRESION UNIAXIALDE LA PARED DE LA ESTRUCTURA



MÉTODO DE BARTON-BANDIS:

φ equiv ≤ 70°

0.01 ≤ σ/JCS ≤ 0.30

ESTRUCTURAS SIN RELLENO

ESTRUCTURAS SIN DESPLAZAMIENTO PREVIO



EFECTO DE ESCALA EN LA RESISTENCIA AL CORTE DE LAS ESTRUCTURAS.



EL AUMENTO DE LA EXTENSIÓN DE LA ESTRUCTURA PRODUCE TRES EFECTOSPRINCIPALES: REDUCE LA RUGOSIDAD, REDUCE LA DILATANCIA, E INCREMENTA EL DESPLAZAMIENTO NECESARIO PARA MOVILIZAR LA RESISTENCIA PEAK.



EFECTO DE ESCALA EN EL PARÁMETRO JRC



EFECTO DE ESCALA EN EL PARÁMETRO JCS



0.1 1 10 100 1000 10000 100000EXTENSION DE LA DISCONTINUIDAD, L (m)

15

20

25

30

35

40

45

50

55

AN

GU

LO D

E FR

ICC

ION

(gr

ados

) LA SALBANDA ARCILLOSA SE HACE MUY IMPORTANTELA SALBANDA ARCILLOSA SE HACE MUY IMPORTANTE

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”

JointsJoints c = 75 a 150 kPac = 75 a 150 kPa φφφφφφφφ = 30= 30oo a 35°a 35°

Joints en Roca ArgilizadaJoints en Roca Argilizada c = 25 a 100 kPac = 25 a 100 kPa φφφφφφφφ = 22= 22oo a 30°a 30°

Fallas con Salbanda ArcillosaFallas con Salbanda Arcillosa c = 0 a 50 kPac = 0 a 50 kPa φφφφφφφφ = 18= 18oo a 25°a 25°

Zonas de FallaZonas de Falla con Salbandacon Salbanda c = 25 a 75 kPac = 25 a 75 kPa φφφφφφφφ = 20= 20oo a 30°a 30°y Roca y Roca BrechizadaBrechizada



CARACTERIZACIÓN& PROPIEDADES

DEL MACIZO ROCOSO



EL PROBLEMA ES DEFINIR UNA CALIFICACIÓN DE LA COMPETENCIA DEL MACIZO ROCOSO QUE PERMITA EL ESCALAMIENTO:

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

RQDFFRMR (Bieniawski)

Factor de EscalaRMR (Laubscher)QGSI



Ejemplo 04

Modo de Cálculo del RQD(Deere (1989))



Indice RMRBieniawski (1989)



Indice RMRLaubscher (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 COMPETENAL CALIFICAR LA COMPETEN--CIA DEL MACIZO ROCOSO ES CIA DEL MACIZO ROCOSO ES PRECISO CONSIDERAR UN PRECISO CONSIDERAR UN RANRAN--GOGO DE VALORES, YA QUE DE VALORES, YA QUE DIFIDIFI--CILMENTECILMENTE ESTA ESTA CORRESPONCORRESPON--DERADERA A UN SOLO VALOR.A UN SOLO VALOR.



GENERALIZED HOEK-BROWN CRITERION

, are the maximum and minimum efective stresses atfailure

is the value of the Hoek-Brown parameter m for therock mass

, are constants which depend upon the rock mass cha-racteristics

is the uniaxial compressive strength of the intact rock pieces

a

cibci sm ��

�

��

�++=

σσσσσ

''' 331

'1σ '

3σ

ciσ

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

'nσ

tmσ

A B

B

ci

tmnciA

−=σ

σσστ'

(2)



In order to use the Hoek-Brown criterion for estimating the strength ofjointed 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 intactrock pieces

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

ciσ

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 RockSpecimensUSE EQ. 3

One Joint SetDO NOT USE

HB CRITERION

Many JointsUSE EQ. 1

WITH CAUTION

Heavily Jointed Rock MassUSE EQ. 1

Two Joint SetsDO 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 14100exp

aGSImm ib

−=9 6

100exp o 0 a

GSIs

200 65.0 o 0.5 GSIa −=



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 RMRclassification 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:

−

= 4010

10100

GSI

cimE

σ(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

Def

orm

atio

n m

odul

us E

- G

Pa

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180 σci = 100 MPa

σci = 50 MPa

σci = 30MPa

σci = 15 MPa

σci = 10 MPa

σci = 5 MPa

σci = 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 = β×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) (Barton (1983))

EMAX = 40×log(Q)



1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

0.01.00.80.60.40.20.0

ββββ

VFIELD / VLAB , RQD



STRESS RELAXATION

When the rock mass adjacent to a tunnel wall or a slope is excavated, a relaxation of the confining stresses occurs and the remaining material is allowed to expand in volume or to dilate.

This has a profound influence on the strength of the rock mass since, in jointed rocks, this strength is strongly dependent upon the interlocking between the intact rock particles that make up the rock mass.

As far as the authors are aware, there is very little research evidence relating the amount of dilation to the strength of a rock mass. One set of observations that gives an indication of the loss of strengthassociated with dilation is derived from the support required tostabilize tunnels. Sakurai (1983) suggested that tunnels in which the ‘strain’, defined as the ratio of tunnel closure to tunnel diameter, exceeds 1% are likely to suffer significant instability unless adequately supported.



This suggestion was confirmed in observations by Chern et al. (1998) who recorded the behavior of a number of tunnels excavated in Taiwan.

They found that all of those tunnels that exhibited strains of greater than 1 to 2% required significant support. Tunnels exhibiting strains as high as 10% were successfully stabilized but the amount of effort required to achieve this stability increased in proportion to the amount of strain.

While it is not possible to derive a direct relationship between rock mass strength and dilation from these observations, it is possible to conclude that the strength loss is significant.



An unconfined surface that has deformed more than 1 or 2% (basedupon Sakurai’s definition of strain) has probably reached residual strength in which all of the effective ‘cohesive’ strength of the rock mass has been lost.

While there are no similar observations for rock slopes, it is reasonable to assume that a similar loss of strength occurs as a result of dilation.

Hence, a 100 m high slope which has suffered a total crest displace-ment of more than 1 m (i.e. more than 1% strain) may start to exhibit significant signs of instability as a result of loss of strength of the rock mass.



BLAST DAMAGE

Blast damage results in a loss of rock mass strength due to the creation of new fractures and the wedging open of existing fractures by the penetration of explosive gasses.

In the case of very large open pit mine blasts, this damage can extend as much as 100 m behind the final row of blast holes.

In contrast to the strength loss due to stress relaxation or dilation, discussed in the previous section, it is possible to arrive at an approximate quantification of the strength loss due to blast damage.

This is because the blast is designed to achieve a specific purpose which is generally to produce a fractured rock mass that can be excavated by means of a given piece of equipment.



Figure 6 presents a plot of 23 case histories of excavation by digging, ripping and blasting published by Abdullatif and Cruden (1983). These case histories are summarised in Table 5. The values of GSI are estimated from the data contained in the paper by Abdullatif and Cruden while the rock mass strength values were calculated assuming an average slope height of 15 m.

These examples shows that rock masses can be dug, obviously withincreasing difficulty, up to GSI values of about 40 and rock mass strength values of about 1 MPa.

Ripping can be used up to GSI values of about 60 and rock mass strength values of about 10 MPa, with two exceptions where heavy equipment was used to rip strong rock masses.

Blasting was used for GSI values of more than 60 and rock mass strengths of more than about 15 MPa.



Blasting8685Blasting11785Blasting6477Blasting13577Blasting8477Blasting5476Blasting3571Blasting1569Blasting1768Blasting3068

Ripping by D9L bulldozer4267Ripping by D9L bulldozer3367Ripping by track loader2.458

Ripping by 977L track loader9.557Ripping by track loader0.851

Digging by 977L track loader1.242Digging by wheel loader0.540

Digging by hydraulic face shovel0.534Digging by 977L track loader0.325

Digging by wheel loader0.225Digging by hydraulic backhoe0.224

Digging by D9 bulldozer0.119Digging by 977L track loader0.119

Excavation MethodRock Mass Strength, σσσσCM

( MPa )GSI

Table 5:Summary of methods used to excavate rock masses with a range of uniaxial compressive strength values, based on data published by Abdullatif and Cruden (1983).



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

Roc

k m

ass

stre

ngth

σci -

MPa

0.1

1

10

100

Excavation methodDigRipBlast

�

�

�



Figure 7 summarizes the conditions for a muckpile that can be dug efficiently and the blast damaged rock mass that lies between the digging limit and the in situ rock mass. The properties of this blast damaged rock mass will control the stability of the slope that remains after digging of the muckpile has been completed.

Figure 7: Diagrammatic representation of the transition between the in situ rock mass and blasted rock that is suitable for digging.



The thickness D of the blast damaged zone will depend upon the design of the blast. Based upon experience, the authors suggest that the following approximate relationships can be used as a starting point in judging the extent of the blast damaged zone resulting from open pit mine production blasting:

D = 0.3 to 0.5 H • Carefully controlled poduction blast with a free face

D = 0.5 to 1.0 H • Production blast with some control, e.g. one or more buffer rows,and blasting to a free face

D = 1.0 to 1.2 H • Production blast, confined but with some control, e.g. one or morebuffer rows

D = 1.0 to 1.5 H • Production blast with control but blasting to a free face

D = 2.0 to 2.5 H • Large production blast, confined and with litle or no control



EN LA PRACTICA SE ESTA UTILIZANDO CADA VEZ MAS EL MÉTODO DE HOEK & BROWN, CON LAS CONSIDERACIONES SIGUIENTES:

SE DETERMINAN LOS PARAMETROS mi Y σci 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 INDICEGSI (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 UTILIZANDO 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 METODODEBE APLICARSE EN FORMA “FLEXIBLE”.

PARA MACIZOS DE MALA CALIDAD GEOTECNICA, POBRE-MENTE TRABADOS Y POCO CONFINADOS EL METODOPUEDE SOBREVALUAR LA RESISTENCIA.

EN EL CASO DE ROCAS ESQUISTOSAS O FOLIADAS EL METODO DEBE APLICARSE MUY CUIDADOSAMENTE.


1MINERÍA A RAJO ABIERTO / INTRODUCCIÓN - EL NEGOCIO MINERO - CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD

GEOMECÁNICAAPLICADA EN

MINERÍA ARAJO ABIERTO

Lima, 30.11.01 - 01.12.01



Mina Chuquicamata, CHILEAño 2000



Mina Zaldivar, CHILEAño 1999



Mina Sur SurCHILEAño 1995



30 40 50 60 70 80 90

Slope Inclination, α (degrees)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18St

rippi

ng R

atio

b/h = 0,05

0,20

0,100,15

NEGOCIO MINERO

IMPACTO DE LA INCLINACIÓN DE LOS TALUDES, α , EN LA RAZÓN LASTRE:MINERAL, sr

α sr

αtan 2 :

bhOW =

WASTEROCK

ORE

α

b

CLh



α

h

RESTRICCIONESGEOMECÁNICAS

Si el talud es demasiado alto fallará, por lo que para un α 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 permi-sible para α

ξ

superficiede 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

Res

iste

ncia

al c

orte

/ Es

fuer

zo d

e co

rte

α = 60°

INESTABLE

ESTABLE

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

Inclinación del Talud, α (grados)

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

Res

iste

ncia

al c

orte

/ Es

fuer

zo d

e co

rte

h = 100 m

INESTABLE

ESTABLE



ANGULO CARA DE BANCO α b

ANGULO INTERRAMPA

α r

ALTURA DE BANCO h b

ANGULO INTERRAMPA

α r

ALTURA INTERRAMPA h r

ANGULO GLOBAL(OVERALL ANGLE)

α o

ALTURAGLOBAL

(OVERALL)

h o

ANCHO DE RAMPA

b r

ANCHO DE BERMA

b

Parámetros que definen la geometría de un talud minero



30 40 50 60 70 80 90

Inclinación del Talud, α (grados)

0

50

100

150

200

250

300

350A

ltura

del

Tal

ud,

h (m

etro

s)

2.0

1.0

0.9

0.8

1.1

1.2

1.3

1.4

1.6FS =

Taludes EstablesTaludes 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

Num

ero

de

Obs

erva

cion

es

Resultados del análisis retrospectivo de taludes estables e inestables en pórfido cuprífero, Rajo Atalaya, Rio Tinto, España, 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 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 FSvaría 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).



La evaluación de las consecuencias probables de una eventual inestabilidad debeconsiderar el tamaño de los equipos que operan la mina.

Resultan permisibles inestabilidades relativamente poco importantes, si es que lostonelajes involucrados son tales que su remoción no requiere el uso de equipos pormás 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.



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.



VOLUMEN DIRECTAMENTEAFECTADO POR LA INESTABILIDAD

PERDIDADE RAMPA

RAMPA



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 geológico-geotécnicos 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.



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 planificación. Si se supone que una inestabilidad mayor, o sea a nivel de talud interrampa o global, afectaría una exten-sión 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.



0 1 2 3 4 5Numero de Rampas Afectadas

0

100

200

300

400M

asa

Com

prom

etid

a, w

(kt

on/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%


1MINERÍA A RAJO ABIERTO / CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA, GEOMECÁNICA E HIDROGEOLÓGICA

CARACTERIZACIÓNGEOTÉCNICA,

GEOMECÁNICAE HIDROGEOLÓGICA



UN BUEN MODELO GEOLÓGICO ES LA BASE DE

UN BUEN MODELO GEOMECÁNICO

APROVECHAR LA EXPLORACIÓN GEOLÓGICA



DEFINICIÓN DE UNIDADES GEOTÉCNICAS BÁSICAS:

LITOLOGÍA

MINERALIZACIÓN

ALTERACIÓN

SECUNDARIA

PRIMARIA

TIPO

GRADO

UNIDADESGEOTÉCNICAS

BÁSICAS(PROPIEDADES

GEOMECÁNICASDE LA ROCA“INTACTA”)



DEFINICIÓN DE UNIDADES GEOTÉCNICAS:

UNIDADES CALIDAD UNIDADESGEOTÉCNICAS + GEOTÉCNICA = GEOTÉCNICAS

BÁSICAS DEL MACIZOROCOSO

PROPIEDADES INDICE GSI PROPIEDADESDE LA ROCA DEL MACIZO“INTACTA” ROCOSO

LABORATORIO (SIN DIRECCIONALIDAD)

“ESCALAMIENTO”



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

Cortesía: Superintendencia Ingeniería GeotécnicaDivisión ChuquicamataCODELCO

BLOCKY ROCK MASS + FAIR TO GOOD JOINT CONDITIONBLOCKY ROCK MASS + FOOR JOINT CONDITIONVERY BLOCKY ROCK MASS + GOOD JOINT CONDITIONVERY BLOCKY ROCK MASS + FAIR TO POOR JOINT CONDITIONBLOCKY AND SEAMY ROCK MASS + FAIR TO GOOD JOINT CONDITIONBLOCKY AND SEAMY ROCK MASS + POOR TO VERY POOR JOINT CONDITIONCRUSHED ROCKS MASS + FAIR JOINT CONDITIONCRUSHED ROCKS MASS + POOR TO VERY POOR JOINT CONDITION



2.24.80.305.83524525 - 40304524.52.67Metasediments

3.56.20.268.94348045 - 60295919.12.52West Porphyry

4.07.00.2610.14857545 - 60407726.52.62Elena Granodiorite

4.27.00.2510.54756550 - 60346226.12.62East Granodiorite

4.27.30.2610.54556045 - 60528417.22.62East P. with Chloritic Alt.

6.710.60.2416.64577055 - 65228531.32.58East P. with Potassic Alt.

1.93.60.274.93936540 - 60183119.72.52East P. with Quartz-Sericitic Alt.

1.83.00.254.53482570 - 100221517.92.49Quartz-Sericitic Rock

0.30.70.330.72512515 - 2571520.32.30Fortuna Gd. Highly Sheared

0.91.90.302.33321025 - 40303024.02.51Fortuna Gd. Moderately Sheared

3.66.30.269.04367540 - 60338231.62.66Fortuna Granodiorite

0.240.400.250.60421002.10Paleogravels

GPaGPaGPaDegreeskPaGPaMPaton/m3

GBνEφcGSIEiσcimiγ

Geotechnical Unit

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

Ejemplo 05.b: PROPIEDADES DEL MACIZO ROCOSO Y DE LAS PALEOGRAVASMINA CHUQUICAMATA




Ejemplo 06.a:ZONIFICACIÓN GEOTÉCNICASEGÚN EL INDICE GSIRAJO SUR SUR

Cortesía: Superintendencia Geología MinaDivisión AndinaCODELCO



Ejemplo 06.b:BANCO 4000PARED OESTE RAJO SUR SURDOMINIOS ESTRUCTURAL IIGSI : 50 a 55FF : 2 a 3 fract./m




Ejemplo 06.c:BANCO 4000, PARED OESTE RAJO SUR SUR, DOMINIOS ESTRUCTURAL IIGSI : 40 a 45FF : 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 inestabili-dades mayores con total o fuerte control estructural (e.g. macro-cuñas), que pudieran afectar la esta-bilidad de las paredes del rajo.

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



DEFINICIÓN DE ESTRUCTURAS MAYORES:

PosiciónTrazaEspaciamiento típico (si se trata de una familia)Manteo (dip)Dirección de manteo (dip direction)Material(es) de rellenoResistencia al corteDeformabilidad (si hay análisis numérico)



Ejemplo 07:TRAZA DE LA FALLA OESTEPARED OCCIDENTALMINA CHUQUICAMATA

Cortesía:Superintendencia Ingeniería GeotécnicaDivisión ChuquicamataCODELCO



Ejemplo 08:PLANO DE ESTRUCTURAS MAYORESRAJO SUR SUR de DIVISIÓN ANDINA




NN

Ejemplo 09:PLANO DE ESTRUCTURAS MAYORES& POTENCIALES MACRO-CUÑASPROYECTO ROSARIO

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



DEFINICIÓN DE DOMINIOS ESTRUCTURALES:

DEBE tener una muy buena justificación geológico-estructural.

Permite definir las inestabilidades con control es-tructural 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.




Para cada dominio:Número de sets o familias de estructurasImportancia relativa (frecuencia/impacto)Manteo (dip)Dirección de manteo (dip direction)TrazaEspaciamientoGapMaterial(es) de rellenoResistencia al corte




Actualmente en la minería chilena la herramienta más utilizada para interpretar y evaluar la informa-ción geológico-estructural es el programa DIPS, de-sarrollado en Canadá por el grupo Rocscience.



Ejemplo 10:DOMINIOS ESTRUCTURALESRAJO SUR SUR de DIVISIÓN ANDINA




Ejemplo 11.a:DOMINIOS ESTRUCTURALESMINA CHUQUICAMATA


ESTA

NQUES

BLAN

COS

ZO

NA

DE

CIZ

ALL

E

BA

LMA

CE

DA

ME

SA

BI

NO

R O

ES

TE

FOR

TU

NA

SU

R

AM

ER

ICA

NA

ZARAGOZA

FOR

TUN

AN

OR

TE

ESTA

NQUES

BLAN

COS

ZO

NA

DE

CIZ

ALL

E

BA

LMA

CE

DA

ME

SA

BI

NO

R O

ES

TE

FOR

TU

NA

SU

R

AM

ER

ICA

NA

ZARAGOZA

FOR

TUN

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.




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




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.



Trayectorias de Flujopara el Año 2003

Trayectorias de FlujosIsocontornos de Niveles Freaticos

Pozo de Monitoreo

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



Ejemplo 12:NIVELES FREÁTICOSMINA CHUQUICAMATA



1MINERÍA A RAJO ABIERTO / TIPOS DE INESTABILIDADES

TIPOS DEINESTABILIDADES



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 NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL

DIM

INU

YE L

A C

ALID

AD G

EOTÉ

CN

ICA

AUM

ENTA

EL

GR

ADO

DE

FRAC

TUR

AMIE

NTO

AUM

ENTA

LA

BLO

CO

SID

ADAU

MEN

TA LA CA

LIDAD

GEO

TÉCN

ICA

DISM

INU

YE EL GR

ADO

DE FR

ACTU

RAM

IENTO

DISM

INU

YE LA BLO

CO

SIDAD



INESTABILIDADESCON 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.



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS 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 ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (1)





PWedge

SWedge



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (5.a)

SWEDGE:

FS = 1,004PF = 45,4%



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (5.b)

SWEDGE:

Proyección Estereográfica



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (5.c)

SWEDGE:

Distribución de FS



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.a)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.b)

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



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.c)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.d)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.e)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.f)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.g)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.h)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.i)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.j)

Ejemplo 13:

Plano A: 45°/135° φA = 35°

Plano B: 45°/225° φB = 35°

A = B = 0.80

FS = 1,12



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.k)

Usando SWedge:

FS = 1,143




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



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURALVOLCAMIENTOS (1)




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



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

DESLIZAMIENTOSPLANOS

DESLIZAMIENTOSDE CUÑAS

VOLCAMIENTOS

TONELAJESINESTABLES

( W85% )

VOLUMENDE DERRAME

LARGO BASALDEL DERRAME

ANCHODE BERMA

ESPONJAMIENTO



Ejemplo 14.1:PLAUSIBILIDAD DE DESLIZAMIENTOS PLANOS, PROYECTO ROSARIOCortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés 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 = 6 m.Berma Minimo= 4m.

Ld = 5 m.Berma Minimo= 4 m.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.Ld = 5.4 m.Berma Minimo= 4 m.




Ejemplo 14.2:PLAUSIBILIDAD DE DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS, PROYECTO ROSARIOCortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés 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 = 5 m.Berma Minimo=4m.Ld = 5 m.Berma Minimo=4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 3m.


Ld = 6 m.

Berma Minimo= 5m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 5m.

NO WEDGE

NO WEDGE

NO WEDGE

NO WEDGE

NO WEDGE




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

DD 233°

DD

278

°

DD 320°

DD 352°

DD 30°

DD

68°

DD 185°

Dominio II

Dominio II

Dominio I

Dominio 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 = 5 m.Berma Minimo=4m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 3m.


Ld = 6 m.

B Mi i 5



Ld = 5 m.Berma Minimo= 4 m.

Ld = 5.4 m.Berma Minimo= 4 m.



DD 233°

DD

278

°

DD 320°

DD 352°

DD 30°

DD

68°

DD 185°

Dominio II

Dominio II

Dominio I

Dominio 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 = 5 m.

Berma Minimo= 3m.

Ld = 5 m.

Berma Minimo= 3m.


Ld = 6 m.

B Mi i 5

Ld = 6 m.

B Mi i 5




Ld = 5.4 m.Berma Minimo= 4 m.Ld = 5.4 m.Berma Minimo= 4 m.





INESTABILIDADESSIN 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 ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (1)



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.a)




INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.b)

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



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.c)




INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.d)




INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.e)




INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.f)




INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.g)


Ejemplo 15:

hαcφγ

c/(γ h tanφ) = 0.286

FS = 1,83 / 1,84

= 150 m= 60°= 50 ton/m2

= 35°= 2.5 ton/m3

0.38

0.109



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.h)

Método Ordinario de las Dovelas:

FS = 1,602 → -13%



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.i)

Método de Bishop Simplificado:

FS = 1,632 → -11%



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.j)

Método de Janbu (corregido):

FS = 1,702 → -8%



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURALDESLIZAMIENTOS (2.k)

Ejemplo 15:

Corte vertical en arcilla saturadasU = 50 kPaγ = 1,915 ton/m3

hC = 10 m

Método de BishopSimplificado:

FS = 1,000



INESTABILIDADESCON 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

-90

7565

55

45

-75-65

-55

-45

0

MACIZO ROCOSO

TRANSICION

ESTRUCTURA

RESISTENCIA



INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL (2)

ESTRUCTURAS DEL SISTEMA 1

“PUENTE” DE ROCA

ESTRUCTURAS DEL SISTEMA 2

SUPERFICIE DE RUPTURA CRÍTICA(DEFINE “ESTRUCTURA EQUIVALENTE”)

MANTEO APARENTE DE LA “ESTRUCTURA EQUIVALENTE”

Programa STPSIM




METODO DE BISHOPFS = 2.00




METODO DE JANBUFS = 1.89




METODO DE JANBU + RESISTENCIA DIRECCIONALFS = 1.68




METODO DE SPENCER + RESISTENCIA DIRECCIONALFS = 1.74




And - P

And - S

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.

Programa: XSTABL




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



CAÍDAS DEMATERIAL PÉTREO



CAÍDAS DE MATERIAL PÉTREO (1)

Programa: ROCFALL




Programa: ROCFALL




CAIDA DE BLOQUESCOEFICIENTES DE RESTITUCION & ANGULOS DE FRICCION

Afloramientos de roca dura con bolones y bloques Hoek (1987)Caliza 0,75 a 0,90 0,25 a 0,38 0,60 a 0,83 22 a 24 Robotahm et al. (1995), Azzoni et al. (1995)Caliza con algo de vegetacion 0,22 a 0,38 0,44 a 0,73 Robotahm et al. (1995)Caliza tronada sin remover 0,25 a 0,38 0,60 a 0,83 Robotahm et al. (1995)Caliza tronada y apilada con algo de vegetacion 0,22 a 0,28 0,35 a 0,63 Robotahm et al. (1995)Creta (chalk) 0,20 a 0,36 0,75 a 0,92 Robotahm et al. (1995)Creta (chalk) con algo de vegetacion 0,25 a 0,29 0,51 a 0,68 Robotahm et al. (1995)Carpeta de asfalto Hoek (1987)Cubierta de talus Hoek (1987)Cubierta de talus con vegetacion Hoek (1987)Detritus blando 0,35 a 0,45 27 a 31 Azzoni et al. (1995)Detritus compacto con bolones 0,55 a 0,60 0,40 a 0,50 0,35 a 0,45 31 a 39 Pasquero (1987), Azzoni et al. (1995)Detritus con bolones y bloques 0,45 a 0,50 0,50 a 0,80 0,45 a 0,65 27 a 35 Pasquero (1987), Azzoni et al. (1995)Detritus con bolones, bloques y algunos arboles 0,40 a 0,50 35 a 45 Azzoni et al. (1995)Detritus gruesos con bloques de roca 0,55 a 0,70 31 a 50 Azzoni et al. (1995)Impacto roca - roca 0,75 a 0,80 Pasquero (1987)Impacto roca - suelo 0,20 a 0,35 Pasquero (1987)Pavimento 22 a 24 Azzoni et al. (1995)Roca dura limpia Hoek (1987)Roca solida 0,90 a 0,80 0,65 a 0,75 Pasquero (1987)Suelo blando con algo de vegetación Hoek (1987)Suelo con pasto y vegetacion 0,50 a 0,60 24 a 33 Azzoni et al. (1995)Suelo compactado 0,50 a 0,65 26 a 33 Azzoni et al. (1995)Taludes cubiertos con pasto 0,20 a 0,40 0,35 a 0,45 Pasquero (1987)Taludes en Italia 0,75 a 0,80 Habib (1976)Taludes en Noruega 0,50 a 0,60 Habib (1976)Taludes en vinedos Descoeudres & Zimmermann (1988)Taludes rocosos Descoeudres & Zimmermann (1988)

Superficie o Material r r n r t Referencia

0,400,85

0,990,53

0,40 0,90

0,35 0,85

0,32 0,820,32 0,80

0,30 0,80

φ (grados)

0,75

GEO

MEC

ÁN

ICA

APL

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EN

MIN

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GEO

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10M

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12M

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Ejem

plo

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: A

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ILID

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N-8

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N-8

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E-30500

Sec-10

Sec-09

E-31000

Sec-08

Sec-07

E-32000

E-31500

Sec-06

Sec-0

5

Sec-

11

N-8

2000

N-8

1500

Sec-12

Sec-14

Sec-01

Sec-

13

Sec-1

6 Sec-03

Sec-

04

S-0

5

S-0

4

S-1

3

S-0

3

S-1

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-01

S-1

2

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1 S-1

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9

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8S

-07

S-0

6

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47°

49°

50°

50°

53°

48°

47°

53°

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RAL

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face

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16M

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en

un

dise

ño

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Figu

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GEO

MEC

ÁN

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APL

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DA

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MIN

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18M

INER

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JO A

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/ D

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ES M

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Ejem

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:ZO

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dise

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.

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GEO

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3M

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2

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4M

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es e

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Aná

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det

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tuac

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s es

peci

ales

:Ta

lude

s co

n in

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stru

ctur

aSi

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ione

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nde

se re

quie

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ient

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imen

sion

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enci

a as

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iner

ía.

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S, e

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FS y

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ica

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.

En g

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al l

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fere

ncia

ent

re F

S po

r eq

uilib

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ímite

y F

S po

rm

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os

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os e

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bid

imen

sion

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GEO

MEC

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ICA

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DA

EN

MIN

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7M

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ES M

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MO

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MÉR

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Ren

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19M

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22M

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e is

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5-94

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26-0

5-94

28-0

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5-94

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03-0

6-94

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32M

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ES

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DA

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6M

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ÍA S

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NEG

OC

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O

Crit

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s d

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cept

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dad

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de e

l pu

nto

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ista

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ocio

min

ero,

res

ulta

nec

esar

io d

efin

ir cr

iterio

s de

ac

epta

bilid

ad p

ara

el d

iseñ

o ge

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nico

del

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na m

ina

subt

errá

nea.

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pala

bras

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iso

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cific

ar q

ue re

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ptab

le e

n lo

que

se

refie

re a

la

even

tual

oc

urre

ncia

de

in

esta

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ades

y,

po

r ot

ra

parte

, qu

e es

inac

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ble.

C

omún

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te,

esto

s cr

iterio

s de

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ptab

ilidad

se

defin

en e

n té

rmin

os d

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lore

s m

ínim

os o

máx

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mis

ible

s pa

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no o

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los

sigu

ient

es p

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etro

s:

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e se

gurid

ad, F

S.

Prob

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e fa

lla, P

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ia te

mpr

ana

de d

iluci

ón, D

.

Con

secu

enci

as

de

una

even

tual

in

esta

bilid

ad,

expr

esad

as

en

el

grad

o de

cu

mpl

imie

nto

del p

lan

de p

rodu

cció

n.

GEO

MEC

ÁN

ICA

APL

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DA

EN

MIN

ERÍA

7M

INER

ÍA S

UB

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/ IN

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DU

CC

IÓN

-EL

NEG

OC

IO M

INER

O

John

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feJo

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Uns

afe

Hoe

k et

al.

(199

5)

GEO

MEC

ÁN

ICA

APL

ICA

DA

EN

MIN

ERÍA

8M

INER

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RÁ

NEA

/ IN

TRO

DU

CC

IÓN

-EL

NEG

OC

IO M

INER

O

GEO

MEC

ÁN

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ICA

DA

EN

MIN

ERÍA

9M

INER

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CC

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-EL

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OC

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O

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1M

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MEC

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2M

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LOR

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3M

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MEC

ÁN

ICA

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CA

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TA”)

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MEC

ÁN

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EN

MIN

ERÍA

4M

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GEO

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5M

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GEO

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GEO

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DA

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7M

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1989

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GEO

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96)

GEO

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(200

0))

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10M

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, GEO

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nics

Not

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(200

0))

GEO

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DA

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, GEO

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0))

GEO

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13M

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0))

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14M

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l men

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m).

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valu

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l po

tenc

ial

riesg

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ol e

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as),

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afe

ctar

la

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s la

bore

s su

bter

ráne

as.

Perm

ite e

vita

r, o

al m

enos

min

imiz

ar,

dire

ccio

nes

desf

avor

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s pa

ra la

orie

ntac

ión

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s la

bore

s.

GEO

MEC

ÁN

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DA

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15M

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i se

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ilia)

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(dip

)D

irecc

ión

de m

ante

o (d

ipdi

rect

ion)

Mat

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l(es)

de

relle

noR

esis

tenc

ia a

l cor

teD

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d (s

i hay

aná

lisis

num

éric

o)

GEO

MEC

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n Su

b 6,

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ra p

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nta

una

pote

ncia

en

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15

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001)

GEO

MEC

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17M

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ALE

S:

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muy

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stifi

caci

ón g

eoló

gico

-es

truc

tura

l.

Perm

ite d

efin

ir la

s in

esta

bilid

ades

con

con

trol

es-

truc

tura

lqu

e so

n ci

nem

átic

amen

tefa

ctib

les

en l

os

dist

into

s se

ctor

es d

e la

min

a o

sect

or p

rodu

ctiv

o.

Perm

ite o

rient

ar la

bore

s y

dise

ñar l

a fo

rtifi

caci

ón.

Perm

ite d

efin

ir la

res

iste

ncia

dire

ccio

nal d

el m

aciz

o ro

coso

.

GEO

MEC

ÁN

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DA

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MIN

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18M

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ALE

S:

Para

cad

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io:

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de s

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o fa

mili

as d

e es

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sIm

port

anci

a re

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a (fr

ecue

ncia

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cto)

Man

teo

(dip

)D

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ión

de m

ante

o (d

ipdi

rect

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Traz

aEs

paci

amie

nto

Gap

Mat

eria

l(es)

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relle

noR

esis

tenc

ia a

l cor

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GEO

MEC

ÁN

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DA

EN

MIN

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19M

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RÁ

NEA

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, GEO

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IOS

ESTR

UC

TUR

ALE

S:

Act

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ente

en

la m

iner

ía c

hile

na l

a he

rram

ient

a m

ás u

tiliz

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para

int

erpr

etar

y e

valu

ar l

a in

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ónge

ológ

ico-

estr

uctu

ral e

s el

pro

gram

a D

IPS,

de-

sarr

olla

doen

Can

adá

por e

l gru

po R

ocsc

ienc

e.

GEO

MEC

ÁN

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DA

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MIN

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20M

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el m

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a o

poco

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a (p

ara

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tos

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scal

a pu

ede

cons

ider

arse

que

el e

spac

iam

ient

o en

tre

pern

os

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el o

rden

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1 m

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Kar

zulo

vic

et a

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001)

GEO

MEC

ÁN

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APL

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MIN

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21M

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GEO

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ICA

APL

ICA

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l(es)

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s).

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ione

s in

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hay

).

Infil

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s (C

uant

o? D

onde

? C

uand

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Plan

es d

e dr

enaj

e.

Rie

sgo

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ujos

de

lodo

(mud

rush

es)

GEO

MEC

ÁN

ICA

APL

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DA

EN

MIN

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22M

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, GEO

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ENSI

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Zona

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raci

ón d

e es

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Zona

s de

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as.

Perm

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, ev

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r se

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ient

om

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ejor

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eom

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y di

seña

r la

fo

rtifi

caci

ón.

GEO

MEC

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DA

EN

MIN

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23M

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, GEO

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2030

4050

6070

80

Esfu

erzo

Ver

tical

, σ V

(M

Pa)

3000

2500

2000

1500

100050

00

Profundidad, z (m)

AFR

ICA

AM

ERIC

A

ASI

A

AU

STR

ALI

A

EUR

OPA

CH

ILE

σ V = γ

z

GEO

MEC

ÁN

ICA

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DA

EN

MIN

ERÍA

24M

INER

ÍA S

UB

TER

RÁ

NEA

/ C

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TER

IZA

CIÓ

N G

EOTÉ

CN

ICA

, GEO

MEC

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ICA

E H

IDR

OG

EOLÓ

GIC

A

01

23

45

6

Valo

r Med

io d

e la

Raz

ón d

e Es

fuer

zos,

K =

σH / σ V

3000

2500

2000

1500

10005000

Profundidad, z (m)

AFR

ICA

AM

ERIC

A

ASI

A

AU

STR

ALI

A

EUR

OPA

CH

ILE

K =

0.3

+ 1

00

z

K =

0.4

+ 8

00

z

K =

0.5

+ 1

500

z

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

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RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE1

XII

SIM

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UM

DE

ING

EN

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IA E

N M

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EPA

RT

AM

EN

TO

DE

ING

EN

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SU

NIV

ER

SID

AD

DE

SA

NT

IAG

O D

E C

HIL

E

PRO

PIE

DA

DE

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EO

ME

CÁ

NIC

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D

E L

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EST

RU

CT

UR

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DE

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MA

CIZ

O R

OC

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PR

IMA

RIO

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EL

TE

NIE

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E

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onio

Kar

zulo

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A. K

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lovi

c &

Aso

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tda.

And

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rzov

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Jorg

e Pe

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a. G

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l Ten

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DE

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a, D

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CO

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Cav

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s, Á

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ión

El T

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de C

OD

EL

CO

PRO

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ADES

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MEC

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RU

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DEL

MAC

IZO

RO

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RIM

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RU

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AS

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IZO

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PR

IMA

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Ten

ient

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gra

n m

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ía d

e la

s es

truct

uras

se

encu

entra

sel

lada

s co

n re

lleno

s qu

e, e

n co

mpa

raci

ón c

on lo

s re

lleno

s qu

e co

mún

men

te s

e en

cuen

tran

en l

os t

alud

es m

iner

os,

son

bast

ante

com

pete

ntes

. Es

tas

vetil

las p

rese

ntan

las s

igui

ente

s car

acte

rístic

as g

eoló

gico

-geo

técn

icas

:

Pued

en c

orre

spon

der

a un

am

bien

te ta

rdim

agm

átic

o (T

M),

a un

am

bien

te h

idro

term

al

prin

cipa

l (H

P), o

a u

n am

bien

te h

idro

term

al ta

rdío

(HT)

.

Pued

en p

rese

ntar

dis

tinto

s tip

os d

e re

lleno

: an

hidr

ita,

born

ita,

calc

opiri

ta,

carb

onat

o,

cuar

zo, m

olib

deni

ta, s

eric

ita, t

enan

tita,

etc

.; ya

sea

com

o un

úni

co m

iner

al, c

omo

un

min

eral

pre

dom

inan

te c

on o

tros

en m

enor

pro

porc

ión,

o c

omo

una

mez

cla

en q

ue h

ay

dos

o m

ás m

iner

ales

pre

dom

inan

tes.

En

gene

ral

esto

s re

lleno

s so

n de

com

pete

ncia

m

edia

a a

lta, a

dife

renc

ia d

e lo

s re

lleno

s típ

icos

de

las

vetil

las

que

se e

ncue

ntra

n en

la

min

ería

a ra

jo a

bier

to.

El r

elle

no p

uede

pre

sent

ar h

eter

ogen

eida

des

orie

ntad

as,

usua

lmen

te d

enom

inad

as

sutu

ras,

que

muc

has

vece

s so

n m

ás d

ébile

s y,

en

el c

aso

de m

aciz

os r

ocos

os

secu

ndar

ios,

pued

en p

rese

ntar

oqu

edad

es c

omo

las q

ue se

mue

stra

nen

Fig

ura

1.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE3

OQ

UED

ADES

OQ

UED

ADES

OQ

UED

ADES

OQ

UED

ADES

Figu

ra 1

:O

qued

ades

o p

oros

en

estru

ctu-

ras

con

relle

nos

de c

uarz

o y

sulfu

ros

de

cobr

e, e

n un

a gr

anod

iorit

a se

cund

aria

.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE4

Muc

has v

eces

gen

eran

un

halo

de

alte

raci

ón e

n la

roca

de

caja

por

lo q

ue,

com

o se

mue

stra

en

Figu

ra 2

, pu

ede

cons

ider

arse

que

des

de e

l cen

tro d

ela

vet

illa

haci

a fu

era

de é

sta

se d

efin

en v

ario

s “en

tes”

cara

cter

ístic

os:

La tr

aza

de u

na su

perf

icie

imag

inar

ia q

ue p

asa

por e

l med

io d

e la

vet

illa

defin

e el

cen

tro

de

la v

etill

a (g

ener

alm

ente

no

es re

cto)

.

El m

ater

ial d

e re

lleno

que

sella

la e

stru

ctur

a co

rres

pond

e a

uno

o m

ás m

iner

ales

, y d

efin

e la

pot

enci

a o

espe

sor d

e la

vet

illa.

Est

e es

peso

r o p

oten

cia

pued

e va

riar d

e m

enos

de

1 m

m

a va

rios c

entím

etro

s, pe

ro e

n ge

nera

l pre

dom

inan

los e

spes

ores

en

el ra

ngo

de 1

a 5

mm

.

A v

eces

el m

ater

ial d

e re

lleno

incl

uye

sutu

ras,

las

cual

es m

ucha

s ve

ces

son

más

déb

iles

que

el re

sto

del r

elle

no.

El c

onta

cto

entre

el r

elle

no y

la r

oca

de c

aja,

est

e és

ta a

ltera

da o

no,

def

ine

una

inte

rfas

equ

e fr

ecue

ntem

ente

cor

resp

onde

al e

slab

ón m

ás d

ébil

del

sist

ema

y do

nde

se p

rodu

ce l

a ru

ptur

a de

la v

etill

a.

A v

eces

el e

fect

o de

vet

illa

se e

xtie

nde

más

allá

del l

ímite

de

la m

ism

a m

edia

nte

un h

alo

de

alte

raci

ón,

prod

ucto

de

cam

bios

quí

mic

os,

que

afec

ta l

a ro

ca d

e ca

ja.

Este

hal

o de

al

tera

ción

pue

de te

ner u

na p

oten

cia

varia

ble

a lo

larg

o de

la v

etill

a, p

ero

en g

ener

al d

egra

da

las p

ropi

edad

es m

ecán

icas

de

la ro

ca d

e ca

ja.

Si n

o ha

y ha

lo d

e al

tera

ción

o m

ás a

lláde

ést

e se

enc

uent

ra la

roc

a si

n ha

lo d

e al

tera

ción

, qu

e pr

esen

ta p

ropi

edad

es m

ecán

icas

más

com

pete

ntes

que

las

de

la m

ayor

ía d

e lo

s m

ater

iale

s de

relle

no.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE5

INTE

RFA

SER

ELLE

NO

-R

OC

A D

E C

AJA

RO

CA

SIN

HAL

OD

E AL

TER

ACIO

N

CEN

TRO

DE

LA V

ETIL

LA

MA

TER

IAL

DE

REL

LEN

O

HAL

O D

E AL

TER

ACIO

N

SUTU

RA

(MÁ

S D

ÉBIL

)

INTE

RFA

SER

ELLE

NO

-R

OC

A D

E C

AJA

RO

CA

SIN

HAL

OD

E AL

TER

ACIO

N

CEN

TRO

DE

LA V

ETIL

LA

MA

TER

IAL

DE

REL

LEN

O

HAL

O D

E AL

TER

ACIO

N

SUTU

RA

(MÁ

S D

ÉBIL

)

(a)

Es

quem

a ilu

stra

tivo

de lo

s ent

es tí

pico

s de

una

vetil

la se

llada

en

roca

prim

aria

Figu

ra 2

:En

tes y

zon

as tí

pico

s de

una

vetil

la se

llada

del

mac

izo

roco

so p

rimar

io d

e M

ina

El T

enie

nte,

los c

uale

s car

acte

rizan

el c

ompo

rtam

ient

o m

ecán

ico

de e

ste

tipo

de e

stru

ctur

as

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE6

REL

LEN

Ode

la e

stru

ctur

a: A

nhid

rita

(bla

nco

lech

oso)

Born

ita (g

ris a

zula

do)

Car

bona

to (p

ardo

cla

ro)

Cua

rzo

(bla

nco

trasl

úcid

o)

HAL

O D

E AL

TER

ACIÓ

N:

Cam

bios

quí

mic

os q

ue a

fect

an

la ro

ca d

e ca

ja.

En e

ste

cas

o se

trat

a de

una

vet

illa H

T, q

ue

gene

ra u

n h

alo

de

alte

raci

ón

cuar

zo-s

eric

ítica

.

INTE

RFA

SE:

Plan

o de

con

tact

o en

tre la

roca

de

caja

, alte

rada

o n

o, y

el r

elle

no d

e la

vet

illa.

REL

LEN

Ode

la e

stru

ctur

a: A

nhid

rita

(bla

nco

lech

oso)

Born

ita (g

ris a

zula

do)

Car

bona

to (p

ardo

cla

ro)

Cua

rzo

(bla

nco

trasl

úcid

o)

HAL

O D

E AL

TER

ACIÓ

N:

Cam

bios

quí

mic

os q

ue a

fect

an

la ro

ca d

e ca

ja.

En e

ste

cas

o se

trat

a de

una

vet

illa H

T, q

ue

gene

ra u

n h

alo

de

alte

raci

ón

cuar

zo-s

eric

ítica

.

INTE

RFA

SE:

Plan

o de

con

tact

o en

tre la

roca

de

caja

, alte

rada

o n

o, y

el r

elle

no d

e la

vet

illa.

Figu

ra 2

:En

tes y

zon

as tí

pico

s de

una

vetil

la se

llada

del

mac

izo

roco

so p

rimar

io d

e M

ina

El T

enie

nte,

los c

uale

s car

acte

rizan

el c

ompo

rtam

ient

o m

ecán

ico

de e

ste

tipo

de e

stru

ctur

as

(b)

Ejem

plo

de u

na v

etill

a H

T típ

ica,

con

var

ios m

iner

ales

de

relle

no, u

n ha

lo d

e al

tera

ción

cua

rzo-

seric

ítica

y un

det

alle

que

mue

stra

la in

terf

ase

o co

ntac

to e

ntre

la ro

ca d

e ca

ja y

el r

elle

no.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE7

Las c

ajas

de

esta

s vet

illas

son

poco

rugo

sas,

y de

ter-

min

acio

nes

del í

ndic

e de

rug

osid

ad d

e la

s es

truct

uras

, Jr

, efe

ctua

das

en a

nde-

sita

s y

dior

itas

prim

aria

s de

l Se

ctor

Te

n Su

b 6

N F

w, i

ndic

an v

alor

es e

n el

ra

ngo

de 1

a 4

, con

med

ias

del

orde

n de

1.5

a 1

.7 y

coe

ficie

ntes

de

varia

ción

en

el r

ango

de

0.4

a 0.

5. E

sto

sign

ifica

qu

e si

se

cons

ider

a un

a es

cala

de

1 m

, la

s ca

jas

de e

stas

vet

illas

tend

rían

valo

-re

s de

l co

efic

ient

e de

rug

osid

ad J

RC

de B

arto

n-B

andi

s en

el r

ango

de

1 a

3,

si l

a m

ism

as s

on p

lana

s, 5

a 7,

si

las

mis

mas

son

ond

ulos

as, y

7 a

9, s

i la

s m

ism

as s

on e

scal

onad

as,

conf

orm

e al

es

quem

a de

Fig

ura

3.

Figu

ra 3

: P

erfil

es d

e ru

gosi

dad

para

est

imar

el

valo

r de

l co

efic

ient

e de

rug

osid

ad d

e la

es

truct

ura,

JR

C,

a es

cala

s de

0.2

a 1

.0 m

, en

que

se

indi

ca t

ambi

én e

l va

lor

del

índi

ce d

e ru

gosi

dad

J rut

iliza

do e

n el

sis

tem

a de

cal

ifica

ción

geo

técn

ica

de B

arto

n (to

mad

a de

Bar

ton

(198

7)).

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE8

Si b

ien

esta

s es

truct

uras

son

poc

o ru

gosa

s a

esca

las

de 0

.1 a

1.0

m y

, por

otra

pa

rte,

pued

en c

alifi

cars

e de

pla

nas

a po

co s

inuo

sas,

a es

cala

s de

5 a

10

m

pres

enta

n m

ucha

s vec

es “

esca

lone

s”co

mo

el q

ue se

mue

stra

en

Figu

ra 4

, lo

que

mej

ora

su re

sist

enci

a al

cor

te.

Figu

ra 4

: E

scal

ones

en

el p

lano

de

una

estru

ctur

a a

esca

la l

abor

en

el m

aciz

o ro

coso

prim

ario

de

Min

a El

Te

nien

te, q

ue m

ejor

an la

resi

sten

cia

al c

orte

de

esta

dis

cont

inui

dad

plan

a o

poco

sin

uosa

(par

a ef

ecto

s de

esc

ala

pued

e co

nsid

erar

se q

ue e

l esp

acia

mie

nto

entre

per

nos e

s del

ord

en d

e 1

m).

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE9

La ro

ca d

e ca

ja, i

nclu

so si

pre

sent

a un

hal

o de

alte

raci

ón, e

s com

pete

nte.

Así

,en

prin

cipi

o pu

ede

cons

ider

arse

que

el p

arám

etro

JC

S, c

orre

spon

dien

te a

lare

sist

enci

a en

com

pres

ión

unia

xial

de

la ro

ca d

e ca

ja, p

roba

blem

ente

ser

áde

l ord

en d

e 50

a

75 M

Pa, e

n aq

uello

s ca

sos

en q

ue la

roca

de

caja

pre

sent

a un

hal

o de

alte

raci

ón c

uarz

o-se

ricíti

ca, y

de

100

a 12

5 M

Pa, c

uand

o la

roca

de

caja

no

pres

enta

hal

o de

alte

raci

ón.

La S

uper

inte

nden

cia

de G

eolo

gía

de D

ivis

ión

El T

enie

nte

(Sup

tcia

. G

eolo

gía

(199

8),

Brz

ovic

et a

l. (2

001)

), ha

sub

divi

dido

est

as v

etill

as e

n 3

clas

es s

egún

la e

xten

sión

de

su

traza

:

VE

TIL

LA

S M

AY

OR

ES:

Se c

arac

teriz

an p

or e

xten

ders

e lo

suf

icie

nte

para

aba

rcar

al

men

os 2

labo

res,

usua

lmen

te c

orre

spon

den

a ve

tilla

s H

T o

HP,

pue

den

tene

r pot

enci

as d

e ha

sta

200

mm

, per

o típ

icam

ente

pre

sent

an e

spes

ores

de

5 a

25 m

m d

e es

peso

r.

VE

TIL

LA

S IN

TE

RM

ED

IAS:

Se c

arac

teriz

an p

or c

ruza

r la

labo

r, y

pued

en c

orre

spon

-de

ra

vetil

las

HT,

HP

o TM

. Pu

eden

tene

r po

tenc

ias

de h

asta

50

mm

,per

o típ

icam

ente

tie

nen

espe

sore

s de

1 a

10 m

m.

VE

TIL

LA

S M

EN

OR

ES:

Se c

arac

teriz

an p

orqu

e no

alc

anza

n a

cruz

ar la

labo

r, y

pued

en

corr

espo

nder

a v

etill

as H

T, H

P o

TM. E

n ge

nera

l tie

nen

pote

ncia

smen

ores

que

10

mm

.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE10

Trab

ajos

des

arro

llado

s en

los ú

ltim

os a

ños p

or la

Sup

erin

tend

enci

a de

Geo

logí

ade

Div

isió

n El

Ten

ient

e, h

an d

emos

trado

la im

porta

ncia

de

dife

renc

iar e

n el

ma-

peo

geol

ógic

o-ge

otéc

nico

las v

etill

as “

débi

les”

de a

quel

las “

resi

sten

tes”

, en

tér-

min

os r

elat

ivos

.

Al r

espe

cto,

lo o

bser

vado

en

los S

ecto

res T

en S

ub 6

y E

smer

alda

ha

perm

itido

con

clui

rqu

e la

s vet

illas

pue

den

orde

nars

e se

gún

resi

sten

cias

dec

reci

ente

s com

o si

gue:

Vet

illas

May

ores

:co

n re

lleno

s de

cuar

zoco

n re

lleno

s de

cuar

zo-tu

rmal

ina

en m

ás d

e un

30%

con

relle

nos d

e cu

arzo

-turm

alin

a en

men

os d

e un

30%

con

relle

nos d

e ca

lcop

irita

-anh

idrit

a en

más

de

un 7

0%co

n re

lleno

s déb

iles (

carb

onat

os, m

olib

deni

ta, s

eric

ita, e

tc.)

Vet

illas

Inte

rmed

ias:

con

relle

nos d

e cu

arzo

con

relle

nos d

e cu

arzo

-turm

alin

a en

más

de

un 3

0%co

n re

lleno

s de

cuar

zo-tu

rmal

ina

en m

enos

de

un 3

0%co

n re

lleno

s de

calc

opiri

ta-a

nhid

rita

en m

ás d

e un

70%

con

relle

nos d

ébile

s (ca

rbon

atos

, mol

ibde

nita

, ser

icita

, etc

.).

En F

igur

as 5

a 12

se il

ustra

n al

guno

s eje

mpl

os d

e la

s vet

illas

sella

das q

ue a

pare

cen

en e

lm

aciz

o ro

coso

prim

ario

de

Min

a El

Ten

ient

e.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE11

Figu

ra 5

:St

ockw

ork

que

mue

stra

prin

cipa

lmen

te v

etill

as T

M d

e cu

arzo

, sin

o

con

muy

poc

o ha

lo d

e al

tera

ción

(la

dist

anci

a en

tre p

erno

s es a

prox

. 1 m

).

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE12

Figu

ra 6

:V

etill

a H

P co

n re

lleno

de

calc

opiri

ta

y ha

lo d

e al

tera

ción

cua

rzo-

seric

ítica

en

la r

oca

de c

aja.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE13

Figu

ra 7

:V

etill

a H

P gr

uesa

con

rel

leno

s de

ca

lcop

irita

y s

eric

ita (

el l

ápiz

da

una

idea

de

la

pote

ncia

de

la v

etill

a).

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE14

Figu

ra 8

:V

etill

a H

P de

cal

copi

rita

con

halo

de

alte

raci

ón,

corta

ndo

a un

a ve

tilla

TM

gru

esa.

A

mba

s ve

tilla

s pr

esen

tan

pote

ncia

s de

5 a

10

mm

.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE15

Figu

ra 9

:V

etill

a H

T co

n re

lleno

s de

anh

idrit

a,

carb

onat

o,

cuar

zo

y bo

rnita

, co

n ha

lo

de

alte

raci

ón c

uarz

o-se

ricíti

co y

una

pot

enci

a de

2 a

8

mm

.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE16

Figu

ra 1

0:

Vet

illa

TM c

on c

uarz

o, s

ulfu

ros

de

born

ita y

cal

copi

rita,

en

parte

com

o su

tura

. La

po

tenc

ia e

s de

unos

5 m

m.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE17

Figu

ra 1

1:

Mol

de d

ejad

o po

r un

a in

esta

bilid

ad

de b

loqu

e qu

e ex

pone

una

vet

illa

HP,

con

pát

inas

de

cal

copi

rita

y se

ricita

.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE18

Figu

ra 1

2:

Vet

illa

TM d

e cu

arzo

, con

una

pot

enci

a de

10

a 20

mm

y u

na tr

aza

de

algu

nos m

etro

s.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE19

Ade

más

de

las v

etill

as se

llada

s des

crita

s en

las p

ágin

as a

nter

iore

s, el

mac

izo

roco

so p

rimar

io d

e M

ina

El T

enie

nte

tam

bién

pre

sent

a al

guna

s fal

las g

eoló

-gi

casc

on re

lleno

s com

para

tivam

ente

muc

ho m

ás b

land

os y

más

déb

iles.

Esta

s fa

llas

geol

ógic

as ti

enen

traz

as d

e de

cena

s a

cent

enas

de

met

ros,

pote

ncia

s ce

ntim

é-tri

cas

a de

cim

étric

as, y

pre

sent

an re

lleno

s co

n m

ater

ial f

ino

y, ta

mbi

én, g

ranu

lar o

de

ma-

teria

lbre

chiz

ado;

sin

em

barg

o, e

stos

rel

leno

s se

apr

ecia

n m

ás c

ompa

ctos

que

los

que

se

obse

rvan

com

únm

ente

en

las

falla

s ge

ológ

icas

que

apa

rece

n en

los

talu

des

min

eros

y/o

en

la su

perf

icie

del

terr

eno,

por

lo q

ue e

l uso

de

la e

xpre

sión

“sa

lban

da a

rcill

osa”

para

des

cri-

bire

l mat

eria

l de

relle

no d

e es

tas

falla

s ge

ológ

icas

pue

de in

duci

r a e

rror

. En

Figu

ra 1

3se

m

uest

ra u

n ej

empl

o de

est

as fa

llas

geol

ógic

as; c

orre

spon

dien

te a

la d

enom

inad

a Fa

lla N

1,

que

es u

na d

e la

s fal

las p

rinci

pale

s de

Min

a El

Ten

ient

e.

Com

o se

mue

stra

en

los

ejem

plos

de

Figu

ras

14y

15, a

vec

es e

stas

falla

s ge

ológ

icas

pre

-se

ntan

los

llam

ados

“es

pejo

s de

falla

”o

“slic

kens

ides

”, lo

que

dem

uest

ra q

ue la

s m

ism

as

han

sufr

ido

noto

rios d

espl

azam

ient

os d

e co

rte

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE20

Figu

ra 1

3: T

raza

de

la F

alla

N1

en la

Caj

a H

w

de l

a C

alle

7 d

el S

ecto

r Te

n Su

b 6,

don

de e

sta

estru

ctur

a pr

esen

ta u

na p

oten

cia

en e

l ran

go d

e 5

a 15

cm

.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE21

Figu

ra 1

4:

Det

alle

que

mue

stra

la

supe

rfic

ie d

e un

tro

zo

expu

esto

de

la

Fa

lla

B,

en

el

Sect

or

Esm

eral

da,

con

“slic

kens

ides

”(a

ncho

foto

≈8

cm).

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE22

Figu

ra 1

5: D

etal

le q

ue m

uest

ra

la

supe

rfic

ie

expu

esta

, co

n “s

licke

nsid

es”,

de

una

falla

en

el N

ivel

Ten

ient

e 5.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE23

Con

form

e co

n to

do lo

ant

erio

r, pu

ede

seña

lars

e qu

e de

sde

un p

unto

de

vist

a ge

o-té

cnic

o el

mac

izo

roco

so p

rimar

io d

e M

ina

El T

enie

nte

pres

enta

los s

igui

ente

stip

os d

e es

truct

uras

o d

isco

ntin

uida

des:

Falla

s ge

ológ

icas

may

ores

, si

mila

res

a la

Fal

la N

1, q

ue c

orre

spon

den

a la

s di

scon

tinui

dade

s más

déb

iles.

Estru

ctur

as o

vet

illas

con

rel

leno

s bl

ando

s o

débi

les

(car

bona

tos,

mol

ibde

nita

, se

ricita

, etc

.)

Estru

ctur

as o

vet

illas

con

rel

leno

s de

res

iste

ncia

baj

a a

med

ia (

calc

opiri

ta-

anhi

drita

en

más

de

un 7

0%).

Estru

ctur

as o

vet

illas

con

relle

nos

de re

sist

enci

a m

edia

a a

lta (c

uarz

o-tu

rmal

ina

en m

enos

de

un 3

0%).

Estru

ctur

as o

vet

illas

con

rel

leno

s de

res

iste

ncia

alta

a m

uy a

lta (

cuar

zo-

turm

alin

a en

más

de

un 3

0% a

pre

dom

inan

tem

ente

cua

rzo)

.

En lo

que

sigu

e se

dis

cute

n la

s pro

pied

ades

mec

ánic

as d

e es

te ti

po d

e es

truct

uras

.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE24

RE

SIST

EN

CIA

A

L

CO

RT

EEn

lo q

ue se

refie

re a

la re

sist

enci

a al

cor

te d

e la

s fal

las g

eoló

gica

s pre

sent

es e

nel

mac

izo

roco

so p

rimar

io d

e M

ina

El T

enie

nte,

una

revi

sión

del

est

ado

de la

prác

tica

(ver

Kar

zulo

vic

(200

1)),

y u

na e

valu

ació

n de

los c

riter

ios m

ás u

sado

spe

rmite

seña

lar l

o si

guie

nte:

El c

riter

io d

e B

arto

n (1

995)

par

ece

dem

asia

do c

onse

rvad

or, y

a qu

e re

sulta

en

resi

sten

cias

al c

orte

eq

uiva

lent

es a

un

ángu

lo d

e fr

icci

ón e

n el

rang

o de

15°

a 20

°.

Si se

con

side

ra q

ue la

ext

ensi

ón d

e es

tas e

stru

ctur

as m

ayor

es e

star

ía e

n el

rang

o 10

0 a

1000

m,

los

valo

res

rese

ñado

s po

r Pus

ch (1

994,

95) i

ndic

an á

ngul

os d

e fr

icci

ón e

n el

rang

o de

25°

a 30

°pa

ra la

re

sist

enci

a pe

ak,

y de

18°

a 25

°pa

ra l

a re

sist

enci

a re

sidu

al.

Por

otra

par

te,

si s

e co

nsid

eran

exte

nsio

nes e

n el

rang

o de

100

0 a

1000

0 m

, se

obtie

nen

ángu

los d

e fr

icci

ón e

n el

rang

o de

20°

a 25

°pa

ra la

resi

sten

cia

peak

, y d

e 15

°a 2

0°pa

ra la

resi

sten

cia

resi

dual

.

Si s

e co

nsid

eran

las

resi

sten

cias

“típ

icas

”re

seña

das

en la

lite

ratu

ra té

cnic

a es

peci

aliz

ada,

res

ulta

n re

sist

enci

as p

eak

defin

idas

por

áng

ulos

de

fric

ción

de

25°

a 32

°y

cohe

sion

es d

e 30

a 8

0 kP

a, y

re

sist

enci

as re

sidu

ales

def

inid

as p

or á

ngul

os d

e fr

icci

ón d

e 12

°a 2

8°y

cohe

sion

es n

ulas

.

Con

form

e co

n to

do e

sto

y en

bas

e a

la e

xper

ienc

ia d

el a

utor

de

este

info

rme,

se

prop

one

que

la re

sist

enci

a al

cor

te d

e la

s fa

llas

geol

ógic

as p

rese

ntes

en

el m

aciz

o ro

coso

prim

ario

de

Min

a El

Ten

ient

e se

def

ina

conf

orm

e co

n lo

sigu

ient

e:R

esis

tenc

ia P

eak:

Áng

ulo

de fr

icci

ón,φ

peak

= 2

8°C

ohes

ión,

cpe

ak=

75

kPa

Res

iste

ncia

Res

idua

l:Á

ngul

o de

fric

ción

,φre

s=

20°

Coh

esió

n, c

res

=

0 kP

a

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE25

Para

eva

luar

la re

sist

enci

a al

cor

te d

e la

s vet

illas

sella

das q

ue a

pare

cen

en e

lM

aciz

o ro

coso

prim

ario

de

Min

a El

Ten

ient

e se

pro

cedi

óas

í:

(a)

Con

side

rand

o en

prim

er l

ugar

una

esc

ala

del

orde

n de

5 a

10

cm, y

exa

min

ando

los

resu

ltado

s de

una

serie

de

ensa

yos t

riaxi

ales

en

que

la ru

ptur

a oc

urrió

por u

na v

etill

a, s

e su

puso

que

el

índi

ce J

CS

era

igua

l a

125

MPa

(pr

áctic

amen

te n

o ha

bía

halo

s de

al

tera

ción

y la

resi

sten

cia

en c

ompr

esió

n un

iaxi

al d

e la

roca

de

caja

pre

sent

aba

valo

res

med

ios

en e

l ra

ngo

de 1

20 a

135

MPa

), y

que

el í

ndic

e JR

Cer

a ig

ual

a 10

°(c

onsi

dera

ndo

que

la ru

gosi

dad

de lo

s pl

anos

de

rupt

ura

era

tal q

ue lo

s va

lore

s de

JR

Cpo

dría

n va

riar e

ntre

5°y

20°

).

(b)

Para

el

caso

de

ande

sita

s y

dior

itas

pare

ce r

azon

able

sup

oner

que

φ b, el

áng

ulo

de

fric

ción

bás

ico,

es

del o

rden

de

30°

(est

o pr

obab

lem

ente

es

algo

con

serv

ador

en

el c

aso

de la

s bre

chas

ígne

as).

(c)

Con

form

e co

n (a

) y

(b),

la r

esis

tenc

ia a

l co

rte p

uede

eva

luar

se s

egún

el

crite

rio d

e B

arto

n-B

andi

s com

o:

°+

×°=

30

12

5

lg

10ta

n

m

axn

nσ

στ

(1)

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE26

(d)

La e

cuac

ión

(1)

perm

ite d

efin

ir la

env

olve

nte

de r

esis

tenc

ia q

ue s

e m

uest

ra

en F

igur

a 16

, la

cual

es

válid

a a

una

esca

la d

e 5

a 10

cm

y n

o co

nsid

era

el

efec

to d

el re

lleno

010

2030

4050

6070

8090

100

110

120

Esfu

erzo

Nor

mal

Efe

ctiv

o (M

Pa)

0102030405060708090100

Esfuerzo de Corte (MPa) Figu

ra 1

6: E

nvol

vent

e de

resi

sten

cia

de B

arto

n-B

andi

s a u

na e

scal

a de

5 a

10

cm, y

sin

cons

ider

ar e

l efe

cto

del r

elle

no.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE27

(e)

Para

con

side

rar

el e

fect

o de

l re

lleno

se

sele

ccio

naro

n pr

obet

as s

omet

idas

a

ensa

yos

de c

ompr

esió

n tri

axia

l en

las

cua

les

la r

uptu

ra e

stab

a cl

aram

ente

de

finid

a po

r un

a ún

ica

vetil

la.

La

info

rmac

ión

rela

tiva

a es

tas

prob

etas

se

lecc

iona

das

se r

esum

en e

n T

abla

1, y

alg

unos

de

los

plan

os d

e ru

ptur

a se

m

uest

ran

en F

igur

as 1

7y

18.

T

abla

1

RE

SUL

TA

DO

S D

E E

NSA

YO

S T

RIA

XIA

LE

S C

ON

RU

PTU

RA

DE

FIN

IDA

PO

R

VE

TIL

LA

S

σ 3

σ 1

δ σ n

τ

Prob

eta

Roc

a de

Caj

a T

ipo

de

Rel

leno

(M

Pa)

(°)

(MPa

)

AN

DP-

5 C

alco

pirit

a-A

nhid

rita

(2 m

m)

6.0

154.

6 52

62

.3

72.1

AN

DP-

35

12.0

19

2.7

54

74.4

85

.9

AN

DP-

38

17.9

23

6.1

68

48.5

75

.8

AN

DP-

43

Cal

copi

rita-

Anh

idrit

a (<

1 m

m)

17.9

19

6.3

59

65.2

78

.8

AN

DP-

70

And

esita

Prim

aria

Cal

copi

rita-

Anh

idrit

a 48

.1

373.

3 80

57

.9

55.6

PAP-

15

Anh

idrit

a-C

alco

pirit

a (<

1 m

m)

7.0

155.

1 60

44

.0

64.1

PAP-

35

Anh

idrit

a-C

alco

pirit

a-Tu

rmal

ina

(< 1

mm

) 13

.9

174.

1 57

61

.4

73.2

PAP-

30

Pórfi

do A

ndes

ítico

Pr

imar

io

41.0

27

0.1

62

91.5

95

.0

DIO

P-35

A

nhid

rita-

Cal

copi

rita

(< 1

mm

) 14

.1

142.

6 63

40

.6

52.0

DIO

P-38

D

iorit

a Pr

imar

ia

Cal

copi

rita-

Anh

idrit

a (<

1 m

m)

44.4

31

0.8

72

69.8

78

.3

δes

la in

clin

ació

n m

edia

del

pla

no d

e ru

ptur

a re

spec

to a

la h

oriz

onta

l.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE28

Figu

ra 1

7:

Vet

illa

con

calc

o-pi

rita

y an

hidr

ita q

ue d

efin

e la

ru

ptur

a en

co

mpr

esió

n tri

axia

l (p

robe

ta A

ND

P-5)

.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE29

Figu

ra 1

8:

Vet

illa

con

calc

o-pi

rita

y an

hidr

ita q

ue d

efin

e la

ru

ptur

a en

co

mpr

esió

n tri

axia

l (p

robe

ta A

ND

P-43

).

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE30

(f)

Esto

s re

sulta

dos

perm

iten

ajus

tar

la e

nvol

vent

e de

fal

la p

ara

cons

ider

ar l

a co

hesi

ón d

ebid

a al

rel

leno

com

o se

mue

stra

en

Figu

ra 1

9, c

on l

o qu

e la

re

sist

enci

a a

una

esca

la d

e 5

a 10

cm

que

da d

ada

por:

dond

e el

tér

min

o ad

icio

nal

de 3

3.5

MPa

cor

resp

onde

a l

a co

hesi

ón d

e la

es

truct

ura

a es

ta e

scal

a qu

e, p

ara

efec

tos p

ráct

icos

, pue

de c

onsi

dera

rse

sim

ilar

a la

esc

ala

de “

roca

inta

cta”

.

MPa

nn

5.33

30

12

5

lg

10ta

n

m

ax+

°+

×°=

σσ

τ(2

)

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE31

010

2030

4050

6070

8090

100

110

120

Esfu

erzo

Nor

mal

Efe

ctiv

o (M

Pa)

0102030405060708090100

Esfuerzo de Corte (MPa)

REL

LEN

O:

C

ALC

OPI

RIT

A - A

NH

IDR

ITA

> 1

mm

C

ALC

OPI

RIT

A -

AN

HID

RIT

A <

1 m

m

AN

HID

RITA

- C

ALC

OPI

RIT

A <

1 m

m

CO

HES

ION

PO

REF

ECTO

DEL

REL

LEN

O

Figu

ra 1

9: E

nvol

vent

e de

resi

sten

cia

de B

arto

n-B

andi

s a u

na e

scal

a de

5 a

10

cm, c

onsi

dera

ndo

la c

ohes

ión

debi

da a

l rel

leno

(la

curv

a de

traz

os c

orre

spon

de a

l cas

o si

n co

hesi

ón, d

efin

ido

por l

a ec

uaci

ón (1

)).

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE32

(g)

Para

tom

ar e

n cu

enta

el e

fect

o de

esc

ala

se c

onsi

dera

rán

vetil

las “

a es

cala

labo

r”,

con

traza

s de

5 a

15 m

, y v

etill

as “

a es

cala

may

or”,

con

traz

as d

e 50

a 1

50 m

, su-

poni

endo

que

el e

fect

o de

esc

ala

de lo

s di

stin

tos p

arám

etro

s que

def

inen

la re

sis-

tenc

ia a

l cor

te p

uede

trat

arse

inde

pend

ient

emen

te, c

onfo

rme

con

lo si

guie

nte:

Res

pect

o al

efe

cto

de e

scal

a en

el í

ndic

e JC

S, p

uede

sup

oner

se q

ue e

n am

bos

caso

s (i.

e. 5

a 1

5 m

y

50 a

150

m) J

CS

tend

ría v

alor

es d

el o

rden

de

90 M

Pa.

Res

pect

o al

efe

cto

de e

scal

a en

el í

ndic

e JR

C, p

uede

sup

oner

se q

ue p

ara

vetil

las

con

traza

s de

5 a

15

m J

RC

sería

del

ord

en d

e 4,

mie

ntra

s qu

e en

el c

aso

de v

etill

as c

on tr

azas

de 5

0 a

150

m J

RC

Sse

ría d

el o

rden

de

2.

No

hay

may

ores

ant

eced

ente

s res

pect

o al

efe

cto

de e

scal

a de

la c

ohes

ión

de e

stru

ctur

as s

ella

das

con

relle

nos

com

pete

ntes

, per

o la

exp

erie

ncia

de

los

auto

res

con

estru

ctur

as s

ella

das

con

relle

nos

de

com

pete

ncia

med

ia p

erm

ite s

upon

er u

na d

ism

inuc

ión

de la

coh

esió

n de

l ord

en d

el 5

0% a

l pas

ar d

e en

saya

r ár

eas

de u

nos

25 c

m2

a ár

eas

de u

nos

450

cm2 ,

lo q

ue p

erm

ite s

uger

ir co

mo

prim

era

apro

xim

ació

n qu

e es

te e

fect

o de

esc

ala

podr

ía e

valu

arse

com

o:

dond

e c L

es la

coh

esió

n pa

ra u

na tr

aza

de lo

ngitu

d L

, y c

Loes

la c

ohes

ión

med

ida

para

una

traz

a de

lo

ngitu

d L

o. C

onfo

rme

con

esto

, se

tiene

que

vet

illas

con

traz

as d

e 5

a 15

m te

ndría

n un

a co

hesi

ón

de u

nos 3

MPa

, y v

etill

as c

on tr

azas

de

50 a

150

m te

ndría

n un

a co

hesi

ón d

el o

rden

de

1 M

Pa.

5.0

−

=

oL

LLL

cc

o(3

)

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE33

(h)

Todo

est

o se

ref

iere

a v

etill

as s

ella

das

con

relle

nos

de c

alco

pirit

a-an

hidr

ita;

sin

emba

rgo,

par

ece

razo

nabl

e su

pone

r que

el e

fect

o de

un

cam

bio

en e

l mat

eria

l de

relle

no te

ndría

efe

cto

prin

cipa

lmen

te e

n la

mag

nitu

d de

la c

ohes

ión.

(i)C

onfo

rme

con

(h),

y co

nsid

eran

do l

as “

com

pete

ncia

s re

lativ

as”

de l

os d

istin

tos

tipos

de

relle

no, s

e su

pond

rálo

sigu

ient

e:

La c

ohes

ión

de v

etill

as “

de a

lta re

sist

enci

a”, e

n qu

e el

relle

no p

redo

min

ante

es

cua

rzo,

ser

ía u

nas

3 ve

ces

may

or q

ue l

a de

vet

illas

con

rel

leno

s de

ca

lcop

irita

-anh

idrit

a.

La c

ohes

ión

de v

etill

as “

de b

aja

resi

sten

cia”

, en

que

los m

ater

iale

s de

relle

no

pued

en c

orre

spon

der

a ca

rbon

atos

, m

olib

deni

ta u

otro

s m

iner

ales

poc

o re

sist

ente

s, se

ría u

nas

6 ve

ces

men

or q

ue l

a de

vet

illas

con

rel

leno

s de

ca

lcop

irita

-anh

idrit

a.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE34

(j)En

bas

e a

todo

lo a

nter

ior,

la re

sist

enci

a al

cor

te d

e ve

tilla

ssel

lada

s en

roca

prim

aria

pue

de e

valu

arse

com

o:

Para

vet

illas

con

traz

as d

e 5

a 15

m (“

esca

la la

bor”

):

(4.1

)

dond

e la

coh

esió

n, c

, es i

gual

a 9

MPa

en

el c

aso

de v

etill

as c

on re

lleno

s de

alta

resi

sten

-ci

a(e

.g. c

uarz

o),

3 M

Pa e

n el

cas

o de

relle

nos d

e ca

lcop

irita

-anh

idrit

a, y

0.5

MPa

en

elca

so d

e re

lleno

s de

baja

resi

sten

cia

(car

bona

tos,

mol

ibde

nita

, etc

.).

Para

vet

illas

con

traz

as d

e 50

a 1

50 m

(“gr

an e

scal

a”):

(4.2

)

dond

e la

coh

esió

n, c

, es i

gual

a 3

MPa

en

el c

aso

de v

etill

as c

on re

lleno

s de

alta

resi

sten

-ci

a(e

.g. c

uarz

o), 1

MPa

en

el c

aso

de re

lleno

s de

calc

opiri

ta-a

nhid

rita,

y 0

.16

MPa

en

elca

so d

e re

lleno

s de

baja

resi

sten

cia

(car

bona

tos,

mol

ibde

nita

, etc

.).

Todo

est

o se

resu

me

en la

s env

olve

ntes

de

resi

sten

cia

de F

igur

as 2

0y

21.

c

30

90

lg 4

tan

max

+

°

+

×°

=n

nσ

στ

c

30

90

lg 2

tan

max

+

°

+

×°

=n

nσ

στ

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE35

010

2030

4050

6070

8090

100

Esfu

erzo

Nor

mal

Efe

ctiv

o (M

Pa)

0102030405060708 0


VETI

LLA

S A

ESC

ALA

LA

BO

R(T

raza

s de

5 a

15

m)

REL

LEN

O:

D

E A

LTA

RES

ISTE

NC

IA

( pre

dom

ina

el c

uarz

o )

D

E R

ESIS

TEN

CIA

MED

IA

( cal

copi

rita

- anh

idrit

a )

D

E B

AJA

RES

ISTE

NC

IA

( car

bona

tos,

mol

ibde

nita

, etc

.)

Figu

ra 2

0: E

nvol

vent

e de

resi

sten

cia

de v

etill

as se

llada

s en

roca

prim

aria

a “

esca

la la

bor”

, o se

a co

n tra

zas d

e 5

a 15

m.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE36

Figu

ra 2

1: E

nvol

vent

e de

resi

sten

cia

de fa

llas g

eoló

gica

s y v

etill

as se

llada

s en

roca

prim

aria

a “

gran

esc

ala”

, o se

a co

n tra

zas d

e 50

a 1

50 m

.

010

2030

4050

6070

8090

100

Esfu

erzo

Nor

mal

Efe

ctiv

o (M

Pa)

01020304050607080


FALL

AS

GEO

LOG

ICA

S Y

VETI

LLA

S A

GR

AN

ESC

ALA

(Tra

zas

de 5

0 a

150

m)

FALL

AS

GEO

LOG

ICA

S:

RES

ISTE

NC

IA P

EAK

R

ESIS

TEN

CIA

RES

IDU

AL

REL

LEN

O D

E V

ETIL

LAS:

D

E A

LTA

RES

ISTE

NC

IA

( pre

dom

ina

el c

uarz

o )

D

E R

ESIS

TEN

CIA

MED

IA

( cal

copi

rita

- anh

idrit

a )

D

E B

AJA

RES

ISTE

NC

IA

( car

bona

tos,

mol

ibde

nita

, etc

.)

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE37

RE

SIST

EN

CIA

E

N

TR

AC

CIO

NEn

lo q

ue se

refie

re a

la re

sist

enci

a en

trac

ción

de

las f

alla

s geo

lógi

cas

pres

ente

s en

elm

aciz

o ro

coso

prim

ario

de

Min

a El

Ten

ient

e,

pued

e su

pone

rse

que

las m

ism

as ti

enen

una

muy

baj

a a

nula

resi

sten

cia

en tr

acci

ón. R

espe

cto

a la

resi

sten

cia

en tr

acci

ón d

e la

sve

tilla

s sel

lada

s que

apa

rece

n en

el

mac

izo

roco

so p

rimar

io d

e M

ina

El T

enie

nte,

una

eval

uaci

ón d

el e

stad

o de

la p

ráct

ica

(ver

Kar

zulo

vic

(200

1)),

perm

ite re

com

enda

r:

Para

vet

illas

con

traz

as d

e 5

a 15

m (“

esca

la la

bor”

):

Si e

l mat

eria

l de

relle

no e

s de

alta

resi

sten

cia

(i.e.

pre

dom

ina

el c

uarz

o), p

uede

sup

oner

se q

ue la

vet

illa

tend

ría u

na re

sist

enci

a en

trac

ción

de

unos

2 M

Pa.

Si e

l m

ater

ial

de r

elle

no e

s de

res

iste

ncia

med

ia (

i.e.

calc

opiri

ta-a

nhid

rita)

, pu

ede

supo

ners

e qu

e la

ve

tilla

tend

ría u

na re

sist

enci

a en

trac

ción

de

unos

0.3

MPa

.

Si e

l mat

eria

l de

relle

no e

s de

baja

resi

sten

cia

(e.g

. car

bona

tos,

mol

ibde

nita

, etc

.), d

ebe

supo

ners

e qu

e la

re

sist

enci

a en

trac

ción

es n

ula.

Para

vet

illas

con

traz

as d

e 50

a 1

50 m

(“gr

an e

scal

a”):

Si e

l mat

eria

l de

relle

no e

s de

alta

resi

sten

cia

(i.e.

pre

dom

ina

el c

uarz

o), p

uede

sup

oner

se q

ue la

vet

illa

tend

ría u

na re

sist

enci

a en

trac

ción

de

unos

0.5

MPa

.

Si e

l m

ater

ial

de r

elle

no e

s de

res

iste

ncia

med

ia (

i.e.

calc

opiri

ta-a

nhid

rita)

, pu

ede

supo

ners

e qu

e la

ve

tilla

tend

ría u

na re

sist

enci

a en

trac

ción

de

unos

0.0

5 M

Pa.

Si e

l mat

eria

l de

relle

no e

s de

baja

resi

sten

cia

(e.g

. car

bona

tos,

mol

ibde

nita

, etc

.), d

ebe

supo

ners

e qu

e la

re

sist

enci

a en

trac

ción

es n

ula.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE38

RIG

IDE

Z N

OR

MA

L Y

DE

CO

RT

EEn

lo q

ue d

ice

rela

ción

con

la ri

gide

z no

rmal

y d

e co

rte d

e la

s fal

las g

eoló

gica

spr

esen

tes e

n el

mac

izo

roco

so p

rimar

io d

e M

ina

El T

enie

nte,

una

revi

sión

de

los

ante

cede

ntes

dis

poni

bles

en

la li

tera

tura

técn

ica

resp

ecto

a la

s car

acte

rístic

as d

ede

form

abili

dad

de e

ste

tipo

de e

stru

ctur

as g

eoló

gica

s per

mite

reco

men

dar:

Supo

ner q

ue la

rigi

dez

norm

al k

nse

enc

uent

ra e

n el

rang

o de

0.2

a 5

.0 G

Pa/m

, con

un

valo

r“m

ás p

laus

ible

”en

el r

ango

de

0.5

a 2.

0 G

Pa/m

.

Supo

ner q

ue la

rigi

dez

norm

al k

sse

enc

uent

ra e

n el

rang

o de

0.0

2 a

1.0

GPa

/m, c

on u

n va

-lo

r“m

ás p

laus

ible

”en

el r

ango

de

0.05

a 0

.5 G

Pa/m

.

Para

eva

luar

la ri

gide

z no

rmal

y d

e co

rte d

e la

s ve

tilla

s se

llada

s qu

e ap

arec

en e

n el

mac

izo

roco

so p

rimar

io d

e M

ina

El T

enie

nte,

des

pués

de

una

cuid

ados

a re

visi

ón d

el e

stad

o de

la

prác

tica

(ver

Kar

zulo

vic

(200

1)),

se p

roce

dió

de la

sigu

ient

e fo

rma:

a)C

onsi

dera

ndo

los

valo

res

típic

os q

ue te

ndría

el í

ndic

e JR

Cpa

ra tr

azas

igua

les

o m

ayor

es

que

10 m

, se

conc

luye

que

las c

ajas

de

esta

s vet

illas

sería

n m

ás b

ien

lisas

y p

lana

s.

b)C

onfo

rme

con

(a) p

uede

sup

oner

se, c

omo

una

prim

era

apro

xim

ació

n, q

ue e

l mat

eria

l de

relle

no s

ería

el

fact

or m

ás i

mpo

rtant

e en

lo

que

dice

rel

ació

n co

n la

s ca

ract

erís

ticas

de

defo

rmab

ilida

d de

est

as v

etill

as.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE39

c)D

e ac

uerd

o a

(b) p

odría

con

side

rars

e el

uso

de

la ra

zón

entre

el m

ódul

o de

You

ng d

el re

lleno

y el

esp

esor

del

mis

mo

para

eva

luar

la ri

gide

z no

rmal

de

las

vetil

las s

ella

das;

sin

em

barg

o,la

s pos

ibili

dade

s de

defo

rmac

ión

en e

l pla

no d

e la

vet

illa

son

cas

i nul

as,

por l

o qu

e re

sulta

más

ade

cuad

o co

nsid

erar

el m

ódul

o de

com

pres

ión

conf

inad

a o

mód

ulo

edom

étric

o:

(5)

dond

e te

s el e

spes

or o

pot

enci

a de

la v

etill

a, E

fille

s el m

ódul

o de

def

orm

abili

dad

del

mat

eria

l que

relle

na la

vet

illa,

yν fil

les l

a ra

zón

de P

oiss

on d

e es

te m

ater

ial.

d)Po

r otra

par

te, e

sto

mis

mo

perm

ite su

pone

r que

la ri

gide

z de

cor

te e

star

ía d

ada

por:

(6)

e)C

onfo

rme

con

(c) y

(d) s

e ha

cal

culó

la ri

gide

z no

rmal

y d

e co

rte d

e la

s ve

tilla

s se

llada

s de

l mac

izo

roco

so p

rimar

io d

e M

ina

El T

enie

nte

a “e

scal

a la

bor”

, o s

ea c

on tr

azas

en

el r

ango

de

5 a

15 m

; con

-si

dera

ndo

que

los

efec

tos

de e

scal

a so

n de

spre

ciab

les

en e

l cas

o de

la ra

zón

de P

oiss

on, y

que

en

el c

aso

del

mód

ulo

de d

efor

mab

ilida

d pu

eden

est

imar

se e

n fo

rma

sim

ilar

a lo

pro

pues

to p

or H

oek

& B

ray

(198

1) p

ara

la r

esis

tenc

ia e

n co

mpr

esió

n un

iaxi

al d

e la

roc

a in

tact

a.

Los

resu

ltado

s ob

teni

dos

se

resu

men

en

Figu

ra 2

2, la

cua

l pue

de u

tiliz

arse

par

a es

timar

la ri

gide

z de

est

as v

etill

as.

f)En

el c

aso

de v

etill

as a

“gr

an e

scal

a”, o

sea

con

traz

as e

n el

ran

go d

e 50

a 1

50 m

, una

rev

isió

n de

l es

tado

de

la p

ráct

ica

perm

ite s

uger

ir ev

alua

r la

mag

nitu

d de

la r

igid

ez n

orm

al y

de c

orte

util

izan

do e

l áb

aco

de F

igur

a 22

, y m

ultip

licar

los

valo

res

resu

ltant

es p

or u

n co

efic

ient

e de

cor

recc

ión

del o

rden

de

0,1

a 0,

2.

()

()(

) 2

1

1

1

fill

fill

fill

fill

nt

Ek

υυ

υ −+

−=

()

1 2

fill

ns

kk

υ+

=

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE40

0.1

110

Pote

ncia

Med

ia d

el R

elle

no (m

m)

0.1110100

Rigidez Normal ( kn ) y Rigidez de Corte ( kS ) (GPa/m)

k n

k

s

RES

ISTE

NC

IA D

EL R

ELLE

NO

Alta

(pre

dom

ina

el c

uarz

o)

M

edia

(ca

lcop

irita

-anh

idrit

a)

B

aja

(car

bona

tos,

mol

ibde

nita

, etc

.)

VETI

LLA

S A

ESC

ALA

LA

BO

R(c

on tr

azas

de

5 a

15 m

)

Figu

ra

22:

Á

baco

pa

ra

estim

ar

la

rigid

ez n

orm

al y

de

corte

de

las

vetil

las

sella

das

del

mac

izo

roco

so p

rimar

io d

e M

ina

El T

enie

nte,

a “

esca

la l

abor

”(o

se

a pa

ra v

etill

as c

on tr

azas

de

5 a

15 m

).

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE41

CO

ME

NT

AR

IOS

FIN

AL

ES

Todo

lo a

ntes

exp

uest

o so

bre

las

prop

ieda

des

geom

ecán

icas

de

las

estru

c-tu

ras

pres

ente

s en

el

mac

izo

roco

so p

ri-m

ario

de M

ina

El T

enie

nte

tiene

un

im-

pact

o so

bre

la r

esis

tenc

ia d

e és

te, y

a qu

e co

mo

se i

lust

ra e

n Fi

gura

23,

el

mac

izo

roco

so p

rimar

io d

ebe

cons

ider

arse

com

o un

con

junt

o de

blo

ques

de

roca

cuy

a ge

o-m

etría

qued

a de

finid

a po

r el p

atró

n es

truc-

tura

ly

cuya

s pr

opie

dade

s de

pend

e de

la

geom

etría

de

este

arr

eglo

, de

las

pro

-pi

edad

es d

e la

s es

truct

uras

que

def

inen

los

cont

acto

s en

tre b

loqu

es y

, tam

bién

, de

las

prop

ieda

des

de e

stos

blo

que

“uni

tario

s”de

ro

ca.

Figu

ra 2

3:A

ndes

ita p

rimar

ia e

n la

Fre

nte

Fw d

el C

ruza

do C

abec

era

Nor

te

del S

ecto

r Esm

eral

da, q

ue m

uest

ra u

n en

reja

do d

e ve

tilla

s sel

lada

s (an

cho

foto

≈1,

5 m

).

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE42

Lo a

nter

ior s

e de

mue

stra

al c

onsi

dera

r el c

aso

de u

n pi

lar “

gené

rico”

som

etid

o a

un

esfu

erzo

axi

al u

nifo

rme

de 6

0 M

Pa, q

ue e

n un

cas

o so

lo p

rese

nta

vetil

las d

e cu

arzo

y

en o

tro p

rese

nta

vetil

las

de c

uarz

o, v

etill

as d

e ca

lcop

irita

-anh

idrit

a y

vetil

las

de

relle

nos b

land

os.

En F

igur

as 2

4a

27se

mue

stra

la c

ondi

ción

fina

l de

las

cara

s de

est

e pi

lar,

dond

e se

han

rem

ovid

o to

dos

los

bloq

ues

de r

oca

que

pres

enta

ban

desp

laza

mie

ntos

ho

rizon

tale

s de

más

de

5 cm

.

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE43

U

DEC

(Ver

sion

3.1

0)

LEG

END

30

-Jul-

01 1

3:02

cyc

le

759

64

X dis

place

men

t con

tour

s

cont

our i

nter

val=

2.00

0E-0

3-1

.200

E-02

to 4

.000

E-03

-1.2

00E-

02

-1

.000

E-02

-8.0

00E-

03

-6

.000

E-03

-4.0

00E-

03

-2

.000

E-03

0.0

00E+

00

2

.000

E-03

4.0

00E-

03

block

plot

3.5

00

4.5

00

5.5

00

6.5

00

7.5

00

8.5

00

0.9

50 1

.050

1.1

50 1

.250

1.3

50 1

.450

1.5

50 1

.650

(*10

1̂)

JOB

TITL

E :

Caso

2: R

Set

1 =

R S

et 2

= R

Set

3

A. K

arzu

lovic

& As

oc. L

tda.

Sa

ntia

go, C

HILE

Figu

ra 2

4:D

etal

le q

ue m

uest

ra la

dis

tribu

ción

de

desp

laza

mie

ntos

hor

izon

tale

s en

la c

aja

izqu

ierd

a de

un

pila

r “g

enér

ico”

som

etid

o a

un e

sfue

rzo

axia

l de

60

MPa

, en

su

cond

ició

n fin

al.

En

este

cas

o to

das

las

estru

ctur

as

corr

espo

nden

a v

etill

as se

llada

s con

relle

nos d

e cu

arzo

(nót

ese

que

no h

ay so

bre-

exca

vaci

ón la

tera

l).

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE44

Figu

ra 2

5:D

etal

le q

ue m

uest

ra la

dis

tribu

ción

de

desp

laza

mie

ntos

hor

izon

tale

s en

la c

aja

dere

cha

de u

n pi

lar

“gen

éric

o”so

met

ido

a un

esf

uerz

o ax

ial

de 6

0 M

Pa,

en s

u co

ndic

ión

final

. E

n es

te c

aso

toda

s la

s es

truct

uras

co

rres

pond

en a

vet

illas

sella

das c

on re

lleno

s de

cuar

zo (n

ótes

e qu

e no

hay

sobr

e-ex

cava

ción

late

ral).

U

DEC

(Ver

sion

3.1

0)

LEG

END

30

-Jul-

01 1

3:04

cyc

le

759

64

X dis

place

men

t con

tour

s

cont

our i

nter

val=

2.00

0E-0

3 0

.000

E+00

to 1

.600

E-02

0.0

00E+

00

2

.000

E-03

4.0

00E-

03

6

.000

E-03

8.0

00E-

03

1

.000

E-02

1.2

00E-

02

1

.400

E-02

1.6

00E-

02

block

plot

3.5

00

4.5

00

5.5

00

6.5

00

7.5

00

8.5

00

3.3

50 3

.450

3.5

50 3

.650

3.7

50 3

.850

3.9

50 4

.050

(*10

1̂)

JOB

TITL

E :

Caso

2: R

Set

1 =

R S

et 2

= R

Set

3

A. K

arzu

lovic

& As

oc. L

tda.

Sa

ntia

go, C

HILE

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE45

Figu

ra 2

6:D

etal

le q

ue m

uest

ra la

dis

tribu

ción

de

desp

laza

mie

ntos

hor

izon

tale

s en

la c

aja

izqu

ierd

a de

un

pila

r “g

enér

ico”

som

etid

o a

un e

sfue

rzo

axia

l de

60

MPa

, en

su

cond

ició

n fin

al.

En

este

cas

o la

s es

truct

uras

co

rres

pond

en a

vet

illas

sel

lada

s co

n re

lleno

s de

cua

rzo,

con

relle

nos

de c

alco

pirit

a-an

hidr

ita y

con

relle

nos

blan

dos

(nót

ese

que

si h

ay so

bre-

exca

vaci

ón la

tera

l).

U

DEC

(Ver

sion

3.1

0)

LEG

END

30

-Jul-

01 1

4:00

cyc

le

1501

38

X dis

place

men

t con

tour

s

cont

our i

nter

val=

5.00

0E-0

3-2

.500

E-02

to 0

.000

E+00

-2.5

00E-

02

-2

.000

E-02

-1.5

00E-

02

-1

.000

E-02

-5.0

00E-

03

0

.000

E+00

block

plot

3.5

00

4.5

00

5.5

00

6.5

00

7.5

00

8.5

00

0.9

50 1

.050

1.1

50 1

.250

1.3

50 1

.450

1.5

50 1

.650

(*10̂

1)

JOB

TITL

E :

Caso

2: R

Set

1 <

R S

et 2

< R

Set

3

A. K

arzu

lovic

& As

oc. L

tda.

Sa

ntia

go, C

HILE

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

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EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

TEN

IEN

TE46

Figu

ra 2

7:D

etal

le q

ue m

uest

ra la

dis

tribu

ción

de

desp

laza

mie

ntos

hor

izon

tale

s en

la c

aja

dere

cha

de u

n pi

lar

“gen

éric

o”so

met

ido

a un

esf

uerz

o ax

ial

de 6

0 M

Pa,

en s

u co

ndic

ión

final

. E

n es

te c

aso

las

estru

ctur

as

corr

espo

nden

a v

etill

as s

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das

con

relle

nos

de c

uarz

o, c

on re

lleno

s de

cal

copi

rita-

anhi

drita

y c

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s bl

ando

s (n

ótes

e qu

e si

hay

sobr

e-ex

cava

ción

late

ral).

U

DEC

(Ver

sion

3.1

0)

LEG

END

30

-Jul-

01 1

4:01

cyc

le

1501

38

X dis

place

men

t con

tour

s

cont

our i

nter

val=

4.00

0E-0

3-4

.000

E-03

to 1

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E-02

-4.0

00E-

03

0

.000

E+00

4.0

00E-

03

8

.000

E-03

1.2

00E-

02

1

.600

E-02

block

plot

3.5

00

4.5

00

5.5

00

6.5

00

7.5

00

8.5

00

3.3

50 3

.450

3.5

50 3

.650

3.7

50 3

.850

3.9

50 4

.050

(*10

1̂)

JOB

TITL

E :

Caso

2: R

Set

1 <

R S

et 2

< R

Set

3

A. K

arzu

lovic

& As

oc. L

tda.

Sa

ntia

go, C

HILE

PRO

PIED

ADES

GEO

MEC

ÁN

ICAS

DE

LAS

EST

RU

CTU

RAS

DEL

MAC

IZO

RO

CO

SO P

RIM

AR

IO D

E M

INA

EL

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TE47

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3