REPÚBLICA DEL PERÚ - intranet2.minem.gob.peintranet2.minem.gob.pe/web/archivos/dgaam/legislacion/guias/xxiv... · iii República del Perú Ministerio de Energía y Minas Índice

REPÚBLICA DEL PERÚ

MINISTERIO DE ENERGÍA Y MINAS

GUÍA PARA LA EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD DE LOS PILARES CORONA

SUB - SECTOR MINERÍA

LIMA - PERÚ

DIRECCIÓN GENERAL DE ASUNTOS AMBIENTALES MINEROS

Preparado por

Trevor Carter, Ph.D., P.Eng.

Luiz Castro, Ph.D., P.Eng.

por encargo del

Todos los derechos reservados. Esta guía no puede ser total o parcialmente reproducida, memorizada en sistemas de archivo o transmitida en cualquier forma o medio electrónico, mecánico, fotocopia o cualquier otro sin la autorización previa del Ministerio de Energía y Minas del Perú.

Primera Edición: Setiembre de 2007

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Índice

República del Perú Ministerio de Energía y Minas

ÍNDICE

Sección Página

Índice ............................................................................................................................ iii Presentación ................................................................................................................. v 1. Introducción......................................................................................................... 1

1.1 Estructura del Presente Documento ....................................................... 3 2. Guía para el Proponente - Estabilidad de Pilares Corona............................... 5

2.1 Objetivo...................................................................................................... 5 2.2 Requisitos del Estudio ............................................................................. 5 2.3 Consecuencia y Riesgo de la Falla.......................................................... 6 2.4 Recolección de Datos – Sitios de Bajo Riesgo ...................................... 9 2.5 Recolección de Datos – Todos los Otros Sitios..................................... 9 2.6 Evaluación de la Estabilidad.................................................................. 11 2.7 Rehabilitación.......................................................................................... 15 2.8 Monitoreo de la Estabilidad Física de los Pilares Corona................... 17 2.9 Consideraciones para la Evaluación de la Estabilidad ....................... 19

2.9.1 Componentes Clave para la Caracterización del Pilar............................. 19 3. Guía para el Proponente - Cierre de Piques, Chimeneas y Otras Labores

Verticales Abiertas a Superficie....................................................................... 21 3.1 Guías ........................................................................................................ 21

3.1.1 Caracterización de Hoyos Abiertos .......................................................... 21 3.1.2 Medidas Correctivas................................................................................. 21

4. Guía para el Evaluador ..................................................................................... 23 4.1 Mecanismos de Falla del Pilar Corona.................................................. 23

4.1.1 Fracturamiento de la Roca ....................................................................... 23 4.1.2 Falla de Tapón.......................................................................................... 24 4.1.3 Desmoronamiento .................................................................................... 24 4.1.4 Laminación ............................................................................................... 25 4.1.5 Fallas de Estratos..................................................................................... 26 4.1.6 Formación de Chimeneas ........................................................................ 27 4.1.7 Derrumbe.................................................................................................. 28

4.2 Tiempo de las Fallas ............................................................................... 29 4.3 Consideraciones de Estabilidad............................................................ 30 4.4 Métodos de Análisis ............................................................................... 32

4.4.1 Métodos Empíricos................................................................................... 32 4.4.2 Evaluación Analítica ................................................................................. 34 4.4.3 Procedimientos Numéricos ...................................................................... 35 4.4.4 Cómo Escoger el Método de Análisis Apropiado..................................... 37

4.5 Medidas Correctivas ............................................................................... 37 4.6 Potencial de Hundimiento ...................................................................... 40

4.6.1 Predicción del Hundimiento...................................................................... 41

iv

Índice


5. Referencias ........................................................................................................ 45

LISTA DE TABLAS

Tabla 1-1 Consideraciones de Seguridad y Opciones de Remediación para las Labores Mineras Subterráneas cerca de la Superficie ............................... 2

Tabla 2-1 Significancia Comparativa de la Falla de Pilares Corona ........................... 7 Tabla 2-2 Aspectos de Riesgo de Labores Mineras Subterráneas cerca de la

Superficie .................................................................................................... 8 Tabla 2-4 Aplicabilidad de Diversas Técnicas de Construcción para la

Remediación de Pilares Coronas Potencialmente Inestables................... 17 Tabla 2-5 Datos Clave Requeridos para la Caracterización de las Condiciones de

Estabilidad de Pilares Corona Superficiales ............................................. 19 Tabla 4-1 Velocidad de Avance de Fallas de Tajeos poco Profundos, Basada en

Estudios de Casos (CANMET, 2006)........................................................ 30 Tabla 4-2 Comparación de las Ventajas y Desventajas de Diversos Modelos

Numéricos Disponibles ............................................................................. 36 LISTA DE FIGURAS

Figura 1-1 Terminología de Pilares Corona ................................................................. 1 Figura 2-1 Modos de Falla de los Pilares Corona ...................................................... 12 Figura 2-2 Instrumentación geotécnica mínima en la evaluación de estabilidad de

pilares corona............................................................................................ 18 Figura 4-1 Modo de Falla del Pilar Corona – Fracturamiento de la Roca .................. 23 Figura 4-2 Modo de Falla del Pilar Corona – Falla de Tapón..................................... 24 Figura 4-3 Modo de Falla del Pilar Corona – Desmoronamiento ............................... 25 Figura 4-4 Modo de Falla del Pilar Corona –Laminación ........................................... 26 Figura 4-5 Modo de Falla del Pilar Corona – Falla de Estratos.................................. 27 Figura 4-6 Modo de Falla del Pilar Corona – Formación de Chimenea ..................... 28 Figura 4-7 Modo de Falla del Pilar Corona – Derrumbe............................................. 29 Figura 4-8 Modo de Falla del Pilar Corona – El Esponjamiento Detiene la Falla....... 31 Figura 4-9 Gráfico del Ancho Escalado de Pilares Corona ........................................ 33 Figura 4-10 Ejemplo de Modo de Falla de Placa Rectangular ..................................... 34 Figura 4-11 Ejemplo de Modelo de Viga de Dovela ..................................................... 35 Figura 4-12 Ejemplo de Losa de Concreto de Tipo “Tablero de Puente” ..................... 38 Figura 4-13 Ejemplo de Refuerzo de Corona mediante Concreto Compactado a

Rodillo ....................................................................................................... 38 Figura 4-14 Ejemplo de Refuerzo de Pilar Corona mediante Concreto Estructural ..... 39 LISTA DE ANEXOS

ANEXO A Caracterización de Suelos ANEXO B Clasificación del Macizo Rocoso ANEXO C Fundamentos Teóricos de las Hojas de Cálculo para el Cálculo de

Pilares Corona ANEXO D Ejemplos de Programas de Software Disponibles para la Evaluación de

la Estabilidad del Pilar Corona

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Presentación


PRESENTACIÓN

La minería cumple un rol fundamental en la economía del Perú y constituye un gran factor de desarrollo. Es el primer proveedor de divisas y aporta hoy más del 60% del total de nuestros ingresos por exportaciones; no obstante, la fase de explotación de una mina tiene una vida relativamente corta, en tanto que sus impactos podrían prolongarse a perpetuidad si no se diseñan e implementan las medidas apropiadas para asegurar la estabilidad física y química de los sitios mineros una vez concluida su explotación.

La experiencia internacional demuestra no sólo que es viable desarrollar las actividades mineras cuidando el ambiente, sino que la excelencia ambiental constituye un imperativo ético imprescindible de solidaridad con las futuras generaciones y para el logro del Bien Común que es la causa final del Estado y la sociedad en todo sistema democrático que se expresa en la seguridad y el bienestar general de las personas sin distinción de raza, sexo, condición económico o de cualquiera otra índole.

Un aspecto clave para garantizar la adecuada protección del ambiente en el desarrollo de las actividades mineras es asegurar la estabilidad física y química a largo plazo, luego de concluida la fase de explotación. La mejor manera de lograr este fin es incorporar el concepto del cierre desde las etapas iniciales del proyecto y aplicar las mejores técnicas de ingeniería para diseñar estructuras mineras seguras. En este sentido, la estabilidad de los tabiques de roca ubicados entre la superficie y una labor subterránea, llamados pilares corona, debe ser cuidadosamente evaluada con el fin de asegurar su estabilidad tanto a corto como a largo plazo, incluso mucho tiempo después del cierre de las labores mineras, cuando ya nadie recuerda que allí funcionó una mina.

Por tal motivo, el análisis de la estabilidad de los pilares corona constituye una tarea fundamental y muy delicada para las empresas mineras y sus consultores, así como para el propio Ministerio de Energía y Minas. De otro modo, la falla de un pilar corona podría resultar en un serio problema ambiental y afectar la seguridad de las personas.

Por ello me complace presentar esta Guía, elaborada con el concurso de expertos canadienses, gracias a la colaboración de la Agencia Canadiense de Desarrollo Internacional - ACDI a través del Proyecto de Reforma del Sector de Recursos Minerales del Perú - PERCAN.

Esta Guía debe ser de gran utilidad para los responsables de las empresas mineras, consultores, funcionarios del Estado y para todas las personas e instituciones interesadas en la identificación, evaluación, prevención y mitigación del impacto de las actividades mineras.

El Ministerio de Energía y Minas renueva así su compromiso con los objetivos trazados por el Gobierno en la lucha contra la pobreza y en la promoción de las inversiones responsables en nuestro país.

Lima, 10 de setiembre de 2007

Arq. Juan Valdivia Romero Ministro de Energía y Minas

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Introducción


1. INTRODUCCIÓN

Un pilar corona superficial se define como la zona de roca existente sobre la parte superior de una labor subterránea (Figura 1-1). Los pilares corona superficiales de minas subterráneas activas o abandonadas constituyen un peligro potencial para el uso a largo plazo de los sitios con minas antiguas. En algunos lugares estos pilares corona de roca se encuentran cubiertos con material de cobertura y en otros casos por lagunas e infraestructura superficial. Los pilares corona comúnmente se dejan en el piso de los tajos abiertos para separar las labores superficiales de las subterráneas. Una vez que el minado ha terminado, debe evaluarse la estabilidad a largo plazo de los pilares corona. Esta evaluación es necesaria a fin de determinar una adecuada medida de cierre compatible con el uso planeado a largo plazo para la propiedad. En la Tabla 1-1 se indica algunas de las consideraciones de seguridad y opciones de remediación para las labores mineras cerca de la superficie.

Figura 1-1 Terminología de Pilares Corona

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Introducción


Tabla 1-1 Consideraciones de Seguridad y Opciones de Remediación para las Labores Mineras Subterráneas cerca de la Superficie

Ítem Objetivos Opciones de Remediación Comentarios

Estabilidad de Pilares Corona y Labores Mineras Superficiales Cercanas

Proteger la seguridad pública.

Estabilizar para prevenir el hundimiento superficial.

Evitar el acceso a hoyos abiertos.

Cercado del área

Construcción de zanjas y bermas

Relleno

Colocar una capa superior de concreto reforzado de tipo tablero de puente

Colocar una capa superior de suelo cemento compactado con rodillo

Para todos los ítems, la ubicación del lugar determinará el nivel apropiado de esfuerzo requerido.

Piques y chimeneas a la superficie


Prevenir el hundimiento superficial.

Evitar el ingreso.

Cercado del área

Colocar una capa superior con capa de concreto reforzado unido al basamento rocoso.

Se podría colocar una capa superior de revestimiento de concreto a través de material de cobertura si el revestimiento se encuentra en condición aceptable.

Permitir la ventilación de gas.

Galerías inclinadas y bocaminas a la superficie


Prevenir el hundimiento superficial.

Evitar el acceso.

Cercado del área

Relleno en la entrada

Instalar barricada bloqueable

Permitir la ventilación de gas

Hundimiento superficial

Proteger la seguridad pública

Cercado del área

Construcción de zanjas y bermas

Volver a dar forma a las superficies afectadas

Trabajos de relleno

Seleccionar un método de labores mineras que no causa hundimiento superficial

Aplicable sólo en la etapa de planificación.

La evaluación de la estabilidad a largo plazo de los pilares corona puede ser compleja. La geometría de un pilar corona superficial puede variar de manera significativa. Los parámetros geométricos que definen al pilar, tales como el ancho, longitud, espesor, profundidad, densidad e inclinación, pueden determinar la estabilidad del pilar. La naturaleza geotécnica de los pilares puede también variar ampliamente en el pilar. La calidad, resistencia, ubicación geológica de la roca y las condiciones existentes del agua subterránea pueden determinar la estabilidad a largo plazo del pilar corona.

Es primordial conocer la naturaleza geométrica y geotécnica del pilar corona para seleccionar el método adecuado para la evaluación de la estabilidad. Estos métodos de evaluación pueden incluir técnicas de análisis numérico, analítico y empírico.

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Introducción


Con el fin de mantener un estándar alto y consistente en el diseño de pilares corona, el Ministerio de Energía y Minas (MEM) solicitó el desarrollo de un enfoque estandarizado para guiar los diseños presentados por las compañías mineras que buscan el cierre permanente de sus operaciones.

La presente guía ha sido elaborada para orientar a los proponentes en la evaluación de la estabilidad a largo plazo de pilares corona durante el cierre de minas, así como para servir de referencia para los funcionarios del MEM, de tal manera que pueda realizar una evaluación y revisión apropiada de los planes de cierre de minas. Los lineamientos para pilares corona se presentan en la Sección 2.0, que incluye una visión general del análisis y las técnicas que pueden utilizarse en la evaluación de la estabilidad de pilares corona. Esta guía ha sido elaborada a partir de documentos del gobierno canadiense, mencionados en las referencias, así como de la experiencia de los autores en la aplicación del análisis de la estabilidad de pilares corona en numerosos proyectos a nivel mundial.

Las recomendaciones indicadas en este documento de ninguna manera pretenden restringir la presentación de propuestas alternativas. En todo caso, se espera que los proponentes apliquen buenas prácticas de ingeniería con el fin de llegar a la solución más razonable para el sitio. Para el cierre o para los requerimientos de operación a largo plazo en donde un pilar corona sirve para proteger la seguridad humana o el ambiente, el diseño se realizará siguiendo los términos de la presente guía y luego deberá ser revisado y certificado por un ingeniero geotécnico y estructural calificado, quien verificará (i) la calidad de la evaluación de las condiciones del macizo rocoso, (ii) la calidad de la evaluación de la estabilidad y (iii) el diseño y procedimientos de construcción de las acciones de remediación.

1.1 ESTRUCTURA DEL PRESENTE DOCUMENTO

La Sección 2 del presente documento señala los lineamientos básicos para los proponentes para la evaluación de la estabilidad de los pilares corona. Esto incluye requisitos, recolección de datos, evaluación de estabilidad, rehabilitación y monitoreo.

La Sección 3 señala los lineamientos básicos para los proponentes para el cierre de piques, chimeneas y otras aberturas a superficie. Los lineamientos para el cierre de tajos abiertos no se incluyen en este documento.

La Sección 4 proporciona detalles adicionales de los modos de falla, consideraciones de estabilidad, técnicas de análisis y potencial de hundimiento de los pilares corona. La intención de esta sección es proporcionar lineamientos al personal del MEM para la evaluación de los informes de cierre presentados por los proponentes.

En anexos se incluyen aspectos sobre la caracterización de suelos, caracterización del macizo rocoso, técnicas de evaluación empírica y analítica y programas de software disponibles para la evaluación de la estabilidad de pilares corona

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Guía Proponente Estabilidad


2. GUÍA PARA EL PROPONENTE - ESTABILIDAD DE PILARES CORONA

2.1 OBJETIVO

El objetivo de esta Guía es establecer los procedimientos para los proponentes que presentan planes de cierre, de modo que (a) se limiten los peligros potenciales, (b) se preserve la seguridad pública, y, (c) se restaure lo mejor que sea posible el lugar del pilar corona para permitir un uso adecuado del terreno.

2.2 REQUISITOS DEL ESTUDIO

El proponente debe de presentar la información técnica referente a las características geológicas, geotécnicas y geomecánicas del macizo rocoso donde se encuentra el pilar corona a evaluar. Estas características son específicas para cada caso, por lo que el proponente debe de mencionar y esquematizar a través de planos las condiciones locales de la zona como son: hidrología, hidráulica, geología, hidrogeología, geodinámica, evaluación de riesgos, planes de contingencia para posibles fallas, etc.

(1) Allí donde un pilar corona va a permanecer en su lugar, se deberá realizar un estudio geotécnico para determinar su estabilidad a largo plazo y seleccionar las medidas de rehabilitación que serán compatibles con el uso previsto del terreno del lugar o su posible uso a largo plazo. Para presentarlo para su aprobación, el estudio deberá estar certificado por un ingeniero profesional calificado, con experiencia demostrada en una disciplina apropiada.

(2) El estudio requerido en la subsección (1) deberá incluir al menos información referente a, (a) la historia del tajeo y método(s) de las labores mineras,

(b) la historia, si la hubiera, de inestabilidad del macizo rocoso en las paredes del tajeo o en el pilar corona;

(b) si se debe considerar el relleno de los tajeos, y si así fuera, el tipo de relleno que sería adecuado;

(c) la ubicación de bancos rellenos, construcción de compuertas y el material de relleno usado;

(d) la proximidad de las personas o la infraestructura al lugar;

(e) la densidad poblacional en al área circundante;

(f) la probabilidad de que el público tenga acceso al lugar;

(g) la infraestructura en riesgo, incluyendo carreteras, líneas de energía eléctrica, tuberías, tuberías de gas, construcciones;

(h) el potencial para minería o usos alternativos en el futuro;

(i) los impactos ambientales posibles causados por una falla; y

(j) la designación de uso actual y futuro del suelo.

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(3) Basándose en resultados del estudio requerido en virtud de la subsección (1), se proporcionará una evaluación del riesgo y las consecuencias de la falla del pilar corona realizada por un ingeniero profesional calificado.

2.3 CONSECUENCIA Y RIESGO DE LA FALLA

Una de las primeras cosas que se debe considerar en la evaluación de la estabilidad de un pilar corona cercano a la superficie es la consecuencia de una falla. Si el lugar se encuentra ubicado en una zona muy poblada en donde existe la posibilidad de que las personas o la infraestructura se vean directamente impactadas por la falla del pilar, ésta se podría considerar un área de potenciales consecuencias graves. Si el lugar se encuentra en una ubicación remota que es inaccesible al público y que no subyace a ninguna infraestructura, se puede considerar un área de potenciales consecuencias leves. El grado de las consecuencias potenciales puede determinar el nivel de detalle requerido en la recolección de los datos y análisis que se deben realizar para asegurar la estabilidad a largo plazo del lugar y determinar qué opciones apropiadas se pueden considerar para rehabilitación, si fuera el caso.

La información del lugar que se debe reunir y considerar en el proceso de evaluación comprende:

• Proximidad de las personas o de la infraestructura al lugar, • Densidad poblacional en el área circundante, • Acceso del público al lugar, • Infraestructura en el lugar (carreteras, líneas férreas, líneas de energía eléctrica,

tuberías, construcciones), • Potencial de volver a tener acceso al lugar en el futuro, • Impactos ambientales potenciales causados por una falla.

La evaluación de un lugar de consecuencias leves o consecuencias graves puede generar distintos enfoques y niveles de detalle necesarios para los requerimientos de evaluación de estabilidad, enfoques de rehabilitación y monitoreo. Las conclusiones a las que se llegue deberán estar adecuadamente justificadas para evitar futuras controversias.

Numerosos parámetros físicos pueden afectar la estabilidad del pilar. La evaluación de la estabilidad del pilar corona es típicamente realizada usando los mejores datos disponibles, alguna información que puede ser medible y algunos datos que deberán estimarse. Debido a la incertidumbre sobre el valor exacto de estos parámetros, siempre puede existir un rango de “factor de seguridad” potencial y/o “probabilidad de falla" para la falla de un pilar corona. La incertidumbre del rango de esta probabilidad de falla se puede reducir por un aumento de la confianza de la medición de los parámetros que afectan. Esto se puede lograr con un aumento de la cantidad de y los detalles de la recolección de datos usados como parámetros de entrada para la evaluación de estabilidad.

Una vez que se ha realizado la evaluación de la estabilidad para un pilar corona, se puede establecer un “factor de seguridad” o “probabilidad de falla”. Esta medición de la estabilidad puede ser comparada con el riesgo potencial para el público o la infraestructura, a fin de determinar si se puede realizar la rehabilitación y los requisitos de monitoreo. Un ejemplo de determinación de la “Significancia Comparativa de Falla

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de Pilares Corona”, ha sido delineado por Carter y Miller, 1996, y se muestran en la Tabla 2-1.

Tabla 2-1 Significancia Comparativa de la Falla de Pilares Corona

Criterios de Diseño para Probabilidad Aceptable de Falla

Clase Prob. de Falla (%)

Confiabi-lidad (%)

F de S

mín. Vida Útil del Pilar

Corona (Años) Acceso al Público

Criterio Regulatorio

Vigilancia Operativa Requerida

A 50-100 0-50 <1 Efectivamente cero <0.5 Prohibido Totalmente

inaceptable

No efectiva

B 20-50 50-80 1,0 Plazo sumamente corto (sólo para efectos de labores mineras provisionales – riesgo insostenible de falla para entradas de túneles civiles provisionales)

1.0 Se debe evitar por todos los medios

Inaceptable Monitoreo sofisticado continuo

C 10-20 80-90 1,2 Plazo muy corto (coronas de tajeos casi provisionales- riesgo no deseado de falla para obras civiles provisionales)

2-5 Evitar activamente

Muy preocupante

Monitoreo con instrumentos

D 5-10 90-95 1,5 Corto plazo (coronas semi-temporales, e.g., bajo infraestructura de mina no sensible)

5-10 Evitar en lo posible

Preocupante Monitoreo simple continuo

E 1,5-5 95-98,5 1,8 Mediano plazo (coronas semi-permanentes, posiblemente debajo de estructuras)

15-20

No recomendable

Poco preocupante

Monitoreo superficial minucioso

F 0,5-1,5 98,5-99,5 2 Largo plazo (coronas casi permanentes, portales civiles, túneles de alcantarilla cerca de la superficie)

50 -

100

Permitido Genera cierta preocupación

Monitoreo superficial incidental

G Menor que 0,5

Mayor que 99,5

>>2 Plazo muy largo (coronas permanentes sobre túneles)

>100 Libre No preocupa No se requiere monitoreo

La Tabla 2-2 señala algunos de los aspectos de riesgos y opciones de corrección para labores subterráneas cerca de la superficie que debe considerarse cuando se prepara un plan de cierre.

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Tabla 2-2 Aspectos de Riesgo de Labores Mineras Subterráneas cerca de la Superficie

Ítem Objetivos Evaluación Potenciales Labores Correctivas

Comentarios

Estabilidad de Pilares Corona y Trabajos Cerca de la Superficie

Proteger la Seguridad Pública. Estabilizar para evitar el hundimiento superficial. Evitar el acceso a hoyos abiertos

Ubicar Áreas Problema Planos de la mina Análisis sísmico Sondeos de radar Perforaciones Conocimiento Local Analizar Método empíricos Métodos analíticos Métodos numéricos

• Cercado del área • Construcción de

zanjas y bermas • Relleno • Colocar una capa

superior de concreto reforzado de tipo tablero de puente

• Colocar una capa superior de cemento de suelo compactado con aplanadora

Para todos los ítems, la ubicación del lugar determinará el nivel apropiado de esfuerzo requerido.

Piques y chimeneas a superficie

Proteger la Seguridad Pública. Evitar el hundimiento superficial. Evitar el acceso.

Ubicar Planos de mina Análisis sísmico Sondeos de radar Perforaciones Conocimiento Local Analizar Evaluar la estabilidad del basamento y material de cobertura si fuera aplicable.

• Cercado del área • Colocar una capa

superior de concreto reforzado unido al basamento rocoso.

• Colocar tapón y relleno en el pique

Se podría colocar una capa superior de revestimiento de concreto con material de desbroce si el revestimiento se encuentra en condición aceptable. Permitir la ventilación de gas.

Galerías inclinadas y bocaminas a superficie

Proteger la Seguridad Pública. Evitar el hundimiento superficial. Evitar el acceso.

Ubicar Planos de mina Análisis sísmico Sondeo de radar Perforaciones Conocimiento Local Analizar Evaluar la estabilidad del basamento rocoso y material de cobertura y la estabilidad del revestimiento a través del material de cobertura.

• Cercado del área • Relleno en la

entrada • Instalar barricada

bloqueable

Permitir la ventilación de gas

Hundimiento Superficial

Proteger la Seguridad Pública

Ubicar labores Planos de mina Análisis sísmico Sondeo de radar Perforaciones Conocimiento Local Analizar Métodos Empíricos Métodos Funcionales Métodos Analíticos / Numéricos

• Cercado del área • Construcción de

zanjas y bermas • Volver a dar forma a

las superficies afectadas

• Trabajos de relleno • Seleccionar un

método de labores mineras que no causa hundimiento superficial

Aplicable solo en la etapa de planificación.

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2.4 RECOLECCIÓN DE DATOS – SITIOS DE BAJO RIESGO

En los sitios que se determine que son de bajo riesgo y consecuencia, la información mínima que se deberá evaluar como parte del estudio comprende:

(1) Topografía de la superficie general, incluyendo lagunas, ríos, carreteras, construcciones, puntos de referencia y detalles del estudio.

(2) Secciones que muestren el perfil del material de desbroce.

(3) Secciones que muestren los niveles de agua subterránea actuales y estimados luego del cierre.

(4) Secciones que muestren planos de todos los niveles de la mina a una profundidad especificada por un ingeniero profesional, la cual no será menor de 200 metros por debajo de la base del pilar corona.

(5) La configuración básica y orientación del pilar corona/estribo y tajeo, incluyendo longitud, luz, espesor, buzamiento, rumbo, geología básica y rumbo y buzamiento de las principales estructuras geológicas.

(6) La naturaleza y composición de cualquier relleno, donde sea aplicable.

(7) Detalles del emplazamiento (húmedo o seco) y construcción de tabiques de relleno, donde sea aplicable.

(8) Los valores de los índices de clasificación de macizo rocoso RMR (Bieniawski, 1973) y NGI-Q (Barton, 1976) para cada una de las zonas de macizo rocoso de control (ver Anexo B).

(9) Información histórica acerca de la inestabilidad, donde esté disponible.

2.5 RECOLECCIÓN DE DATOS – TODOS LOS OTROS SITIOS

Para todos los otros sitios, se evaluará la siguiente información mínima como parte del estudio presentado:

(1) Condiciones de la superficie, incluyendo, (a) topografía de la superficie en la zona cerca del pilar corona,

(b) la presencia o ausencia de un cuerpo de agua,

(c) una proyección superficial del laboreo subterráneo a una profundidad especificada por un ingeniero profesional, la cual no será menor de 200 metros por debajo de la base del pilar corona,

(d) topografía general superficie, incluyendo lagunas, ríos, carreteras, construcciones, puntos de referencia y detalles del estudio,

(e) todos los derechos de paso, corredores de uso general y servidumbre, y

(f) el área de superficie que se vería afectada por una falla del pilar corona.

(2) Caracterización del material de cobertura, incluyendo,

(a) tipos de suelo y espesores, a menos que un ingeniero calificado considere y señale por escrito que esta información no es necesaria,

(b) la topografía de la interfaz basamento rocoso/material de cobertura,

(c) el régimen de agua subterránea, y

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(d) si se realiza la investigación del suelo, se debe reunir la siguiente información como requisito mínimo:

(i) densidad bruta,

(ii) densidad in situ,

(iii) granulometría

(iv) ángulo de fricción,

(v) cohesión,

(vi) contenido de humedad, y

(vii) niveles de agua subterránea.

(3) Una caracterización del macizo rocoso, incluyendo, (a) la geología,

(b) el rumbo y buzamiento del mineral y las rocas encajonantes,

(c) la presencia de características estructurales como diaclasas, fallamiento o fracturas,

(d) la clasificación geotécnica de la caja de techo, caja de piso y pilar corona usando los sistemas de clasificación RMR y NGI-Q, utilizando,

(i) mapeo subterráneo o evaluación de datos de testigos de perforación,

(ii) determinación de la resistencia en laboratorio o rangos publicados, donde estuviera disponible, con justificación para usar los datos especificados y su origen, y

(iii) caracterización de las discontinuidades.

(4) Las formas geométricas de las labores mineras, incluyendo la geometría y la ubicación del pilar corona, aberturas superiores de mina y tajeos incluyendo, (a) la extensión y profundidad de las labores mineras,

(b) el espesor del pilar corona,

(c) el ancho de los tajeos,

(d) la naturaleza y la composición de cualquier relleno,

(e) la naturaleza y la construcción de tabiques de relleno, si los hubiera,

(f) el método de soporte usado,

(g) todos las galerías, piques y chimeneas, y

(h) información histórica sobre el macizo rocoso o inestabilidad del relleno, donde estuviera disponible.

(5) Otros factores, incluyendo la presencia de, (a) campos de esfuerzos horizontales elevados,

(b) aberturas múltiples, y

(c) geometrías complejas.

(6) Todos los resultados de la evaluación de las propiedades de las rocas y suelos presentados como respaldo de la presentación se conformarán a un estándar reconocido, tal como los de la American Society for Testing and Materials - ASTM o la International Society of Rock Mechanics - ISRM.

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2.6 EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD

La evaluación empírica de la estabilidad de la geometría del pilar corona se realizará usando un modelo reconocido en la industria, tal como el Análisis de Ancho Escalado (CANMET 1990, Carter 1992, 2002) para determinar la estabilidad relativa del pilar corona en comparación con los ejemplos precedentes.

Basándose en la naturaleza del macizo rocoso, la simplicidad de la geometría y la historia previa de estabilidad de la operación minera, se debe llevar a cabo la evaluación analítica de la estabilidad apropiada para determinar si el pilar corona será susceptible a diversos mecanismos potenciales de falla (Figura 2-1). Este análisis debe incluir, pero no limitarse al análisis de la corona del tajeo, con respecto a:

(a) Fracturación de la roca

(b) Falla de tapón

(c) Falla por desmoronamiento

(d) Deslaminación

(e) Falla de estratos

(f) Falla de chimenea

(g) Derrumbe de bloques

La Figura 2-1 muestra esquemas de los distintos mecanismos de falla. Ejemplos de la aplicación de algunos de estos análisis se presentan en las hojas de cálculo incluidas en el Anexo C.

En algunos casos, las coronas y estribos de los pilares están compuestos de roca competente, y la inestabilidad es regida por discontinuidades orientadas en sentido adverso. En otros casos, el material de roca dentro de la corona es débil y puede ocurrir una falla dentro de la estructura de la roca. La roca incluso puede presentar tendencia al deterioro por intemperismo mecánico o sufrir descamación progresiva debido a condiciones de fuerte presión. A menudo es la combinación de más de un factor lo que contribuye con la inestabilidad.

Los mecanismos de falla comunes asociados con tajeos poco profundos de minas de roca dura incluyen:

• Fracturación de Roca – ruptura de la superficie del pilar corona y colapso hacia el tajeo subyacente

• Falla de Tapón – caída del pilar corona como un bloque integral, limitada por condiciones de borde bien definidas.

• Desmoronamiento – falla de la masa de roca del pilar corona en forma de una serie de bloques individuales sin una geometría de autosoporte resultante

• Delaminación – falla de desmoronamiento de capas de roca delgadas en el límite del tajeo (por deslizamiento o pandeo) que produce la desestabilización del pilar corona.

• Falla de Estratos – falla por tracción de una masa rocosa estratificada dentro del pilar corona o en límites del tajeo, que produce la desestabilización del pilar corona.

• Formación de Chimenea – avance hacia arriba de una cavidad en una proporción lateral limitada, por desintegración de una masa rocosa débil. La desintegración puede realizarse por un medio mecánico o por alteración química de la masa rocosa.

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• Derrumbe – fragmentación de masa rocosa a gran escala y movimiento hacia una abertura por gravedad que produce el movimiento ascendente progresivo del frente de la falla.

Figura 2-1 Modos de Falla de los Pilares Corona Fracturamiento de Roca

Falla de Tapón

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Figura 2-1 Modos de Falla de los Pilares Corona (continuación) Falla de Estratos

Desmoronamiento

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Figura 2-1 Modos de Falla de los Pilares Corona (continuación) Formación de Chimenea

Laminación

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Figura 2-1 Modos de Falla de los Pilares Corona (continuación) Derrumbe

Pilares coronas estables relativamente delgados son posibles en material de roca competente duro que se arquea con facilidad o forma una viga reconocible, pero por lo general son necesarios pilares corona gruesos de ancho limitado para roca esquistosa de baja resistencia de bloques de tamaño pequeño, con el fin de evitar el derrumbe o desmoronamiento progresivo hacia la superficie. En casos de algunos macizos rocosos muy débiles, el control del desmoronamiento es imposible sin un soporte positivo, e.g., shotcrete y malla a corto plazo, relleno o tapones de concreto a largo plazo.

Para el análisis de geometrías y geologías complicadas, se realizará el modelado numérico del pilar corona y la geometría del tajeo usando un modelo reconocido en la industria para contribuir con la evaluación de la falla de los mecanismos de falla potencial y la probabilidad de falla del pilar corona.

Una lista de métodos de análisis para la evaluación de la estabilidad potencialmente aplicables se incluye en la Tabla 2-3. Ésta debe considerarse sólo como una guía. El proponente será responsable de seleccionar y aplicar la(s) técnica(s) de análisis más apropiada(s).

2.7 REHABILITACIÓN

Los resultados de la evaluación de acuerdo con la sección 2.6 se usarán para determinar las medidas de rehabilitación apropiadas para los pilares corona (en caso necesario).

(1) Las medidas, determinadas de conformidad con la subsección (1) serán diseñadas y monitoreadas durante la construcción, y luego de su culminación, serán certificadas por un ingeniero profesional calificado.

(2) Las medidas correctivas requeridas pueden variar desde ninguna acción hasta el llenado de espacios vacíos extensos con relleno cementado.

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La remediación, en caso se requiera, podrían involucrar uno o más de los siguientes enfoques:

• Cercado del área para evitar el acceso • Colocar una capa superior de concreto tipo tablero de puente • Reforzamiento de la corona mediante concreto compactado a rodillo • Soporte de la corona mediante concreto estructural subyacente • Relleno convencional por gravedad • Relleno neumático, y/o • Relleno hidráulico

Una guía para la aplicabilidad de técnicas de remediación se incluye en la Tabla 2.4. Ésta se debe considerar sólo como una guía. Los proponentes harán su selección aplicando la(s) técnica(s) de remediación más apropiada(s) que se estimen convenientes para su(s) lugar(es).

Las técnicas descritas en la Tabla 2-4 para los diferentes casos de remediación de pilares corona contienen numerosos factores locales y especificaciones por cada método.

Tabla 2-4 Aplicabilidad de Diversas Técnicas de Construcción para la Remediación de Pilares Coronas Potencialmente Inestables

Soluciones tipo "Puente” Esquemas de Llenado

Caso Colocación de Capa de Concreto

Concreto Compactado

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Neumático Llenado

Hidráulico

Paredes laterales Incompetentes * * * Aberturas Inaccesibles * * * * Infraestructura Superpuesta * * Aberturas inundadas * * * *

* Soluciones aplicables (Según Carter y Steed, 1990).

2.8 MONITOREO DE LA ESTABILIDAD FÍSICA DE LOS PILARES CORONA

Los pilares corona se monitorearán para evaluar la estabilidad física durante todas las fases de cierre hasta que el lugar esté clausurado.

Cualquier pilar corona que se determine que no es físicamente estable se protegerá y remediará de inmediato.

Asuntos de Monitoreo Específico

La estabilidad física de los pilares corona se monitoreará por evaluación visual de rutina o por medio de instrumentación instalada, considerando la medición de grietas y cambios en los patrones de drenaje,

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(a) las grietas por tensión identificadas se deben monitorear por medios mecánicos o eléctricos (extensómetros de punto único o de múltiples puntos, pernos o medidores de rajaduras, reflectometría de dominio temporal, etc.), para cualquier aumento u otros cambios;

(b) donde las características de la mina o estructuras superpuestas puedan verse afectadas por niveles de agua crecientes, la tasa de llenado de agua y los niveles de agua se deben monitorear y registrar. Donde el acceso físico al nivel del agua no sea posible, estos niveles se pueden monitorear a distancia mediante la instalación de piezómetro de punta sellada, con lectura de datos en la superficie. Donde los niveles de agua crecientes pueden saturar potencialmente el relleno contenido por tabiques, se debe monitorear y registrar la acumulación de la presión detrás del tabique;

(c) para subsidencia, u otra inestabilidad, se debe realizar estudios precisos del terreno (repetibilidad de +2 cm) que incluyan estudios topográficos, la instalación de instrumentación apropiada y/o el uso de técnicas geofísicas.

La instrumentación geotécnica anteriormente descrita podría constar de otros varios componentes, dependiendo de la condición de solicitación de esfuerzos alrededor del pilar corona y de la concentración de esfuerzos en el macizo rocoso.

Un plan de instrumentación geotécnica mínima puede constar de lo indicado en la Figura 2-2, donde se observa el uso de piezómetros, celdas de esfuerzos totales y extensómetros. Estos dispositivos son usados para medir esfuerzos y así localizar posibles desplazamientos y/o deformaciones.

Figura 2-2 Instrumentación geotécnica mínima en la evaluación de estabilidad de pilares corona

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2.9 CONSIDERACIONES PARA LA EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD

2.9.1 Componentes Clave para la Caracterización del Pilar

La evaluación de la estabilidad de las configuraciones geométricas variables que ocurren en los pilares corona superficiales es compleja. Los tipos de roca varían, las estructuras geológicas varían, las condiciones del agua superficial difieren y, en la mayoría de los casos, la secuenciación de la excavación y las proporciones de extracción son diferentes de un lugar a otro, incluso dentro de la misma mina. Se requiere considerable experiencia en mecánica de rocas aplicada para interpretar estos factores con el propósito de evaluar el riesgo de colapso. Una comprensión detallada de las propiedades del macizo rocoso y la geometría de los pilares es imprescindible para elevar el nivel de confianza en cualquier predicción de la estabilidad a corto o largo plazo de un pilar corona superficial.

Tabla 2-5 Datos Clave Requeridos para la Caracterización de las Condiciones de Estabilidad de Pilares Corona Superficiales

Condiciones de la Superficie Topografía Presencia o Ausencia de Cuerpo de Agua

Características del Material de Cobertura Espesor y Estratigrafía

Propiedades del Material y Clasificación de los Suelos1 Régimen de Aguas Subterráneas Condiciones de la Interfase de Basamento/Material de Desbroce

Macizo Rocoso Régimen Geológico General Depresión de la Zona de Mineral Características de los Tipos y Clasificación de Rocas2

o Caja techo o Caja piso o Zona de Mineral en Pilar Corona

Controles Estructurales: o Diaclasas o Fallas o Fracturas

Geometría de Pilar Corona y Aberturas Superiores: o Ancho o Espesor o Ancho del Tajeo o Altura de Relleno o Métodos de Soporte

Otros Factores: o Datos disponibles sobre esfuerzos o Geometría complicada (i.e., Zonas Mineralizadas Múltiples) o Extensión de la zona expuesta a la intemperie dentro del

basamento rocoso superior o Detalles de la zona de contacto con el material de cobertura

1 Identificación de suelos con resistencia potencialmente pobre que pueden ejercer impacto en la estabilidad del pilar corona o en la consecuencia de la falla (ver Anexo A).

2 Las clasificaciones completas del Instituto Geotécnico Noruego (Norwegian Geotechnical Institute, NGI), “Q”, y del Consejo para la Investigación Científica e Industrial (Council for Scientific and Industrial Research, CSIR) “RMR” basadas en datos centrales, pruebas de laboratorio, evaluación de campo de las características de la discontinuidad, etc. (ver Anexo B).

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Evidentemente, cuando existen pilares corona debajo de áreas de infraestructura pública (i.e, carreteras, viviendas, colegios y similares) y el riesgo de falla para el público en general es grande, los factores de seguridad contra el colapso deben ser mayores y las probabilidades de falla menores de lo que podría ser tolerable en sitios remotos.

Cualquiera sea el nivel de riesgo requerido, el análisis de cualquier situación de pilar corona requerirá la recolección del mismo conjunto básico de datos. Idealmente, para cada situación de pilar corona se requieren datos de todos los aspectos señalados en la Tabla 2-.5. Como lo indica dicha tabla, las condiciones del macizo rocoso son uno de los numerosos factores que afectan la estabilidad.

Para evaluar la estabilidad del pilar corona en progreso, como mínimo debe haber suficiente información disponible para:

• definir la geometría del problema; • determinar las condiciones del agua subterránea in situ durante la actividad minera y

después del cierre; • evaluar las características del macizo rocoso y los parámetros de resistencia

geomecánica relevantes para cada tipo de material reconocible; • evaluar el potencial de degradación a largo plazo para la falla de cada tipo de material,

y; • evaluar las condiciones de esfuerzos in situ e inducidas alrededor del tajeo y en el pilar

corona existente o previsto y sus correspondientes apoyos.

21

Guía Proponente Cierre


3. GUÍA PARA EL PROPONENTE - CIERRE DE PIQUES, CHIMENEAS Y OTRAS LABORES VERTICALES ABIERTAS A SUPERFICIE

3.1 GUÍAS

Todas las aberturas a superficie (e.g., piques, chimeneas, tajeos, portales, bocaminas y rampas) deberán ser selladas de manera de evitar el acceso no autorizado o inadvertido. El diseño de elementos estructurales (tales como los sellos para piques) será realizado y certificado por un ingeniero profesional calificado.

Cabe señalar que los lineamientos para el cierre de tajos abiertos no forman parte de este documento.

3.1.1 Caracterización de Hoyos Abiertos

Una vez que se ha localizado un pique o chimenea particular, es relativamente sencillo proporcionar una solución de ingeniería. La evaluación de la estabilidad de las paredes del pique requiere de la misma información mencionada en la Sección 2.9.1 y se resume en la Tabla 2-5.

3.1.2 Medidas Correctivas

Las opciones para proteger un pique incluyen:

• rellenar todo el pique, • poner una compuerta o taponar el pique a una elevación seleccionada y rellenarlo

hasta la superficie, y/o, • colocar una capa superior

Si se debe considerar rellenar un pique o chimenea, se debe asegurar que éste no contenga ninguna obstrucción que pudiera causar que material de relleno quede colgado, o la sedimentación del mismo debida al colapso de las obstrucciones (e.g., guías de madera). Cualquier corte transversal o nivel que intersecte el pique requerirá la instalación de bloqueos, tales como tapones estructurales o rellenar las aberturas de manera suficiente para asegurar que no se pierda relleno en las labores mineras. El diseño y la construcción de los tapones deberán ser monitoreados y certificados por un ingeniero estructural calificado. El relleno colocado dentro del pique tendrá que colocarse de manera que se logre una compactación óptima para asegurar que no haya hundimiento del relleno.

Colocar en el pique una capa superior puede ser una alternativa viable si se pudiera asegurar la longevidad de los apoyos de la capa superior.

Para asegurar la seguridad pública, todos los piques, chimeneas y tajeos abiertos a superficie deben tener una capa superior de concentro reforzado anclado al basamento rocoso capaz de soportar una carga distribuida de manera uniforme de un valor designado. La capa superior debe contar con un orificio de ventilación capaz de prevenir acumulaciones de gas debajo de dicha capa. También puede ser aceptable una capa superior removible o de diseño similar.

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Guía Proponente Cierre


En la práctica minera canadiense, los criterios de resistencia para las capas superiores pueden variar entre ser capaz de resistir una carga uniforme de 12 a 18 kPa, hasta resistir una carga concentrada de 54 a 81 kN sobre un área de 300mm por 300mm, más el peso de cualquier material de cobertura.

En el caso de un material de cobertura profundo, en donde el cuello y revestimiento del pique a través del material de cobertura están construidos de concreto, éste debe ser adecuado para construir la capa en la superficie y unirla al cuello de concreto del pique; sin embargo, la estabilidad del revestimiento de concreto debe ser evaluada respecto de la estabilidad estructural y confiabilidad a largo plazo, y certificada por un ingeniero calificado. La evaluación de la confiabilidad a largo plazo del revestimiento del pique incluirá, sin carácter limitativo, asegurar la resistencia del concreto al sulfato y asegurar la cobertura adecuada de las barras de refuerzo para la protegerlas de la corrosión.

No obstante, si el pique está entibado a través de material de cobertura, será necesario construir la capa superior a altura de la superficie del basamento rocoso y rellenar el resto del pique a través del material de cobertura, con las previsiones adecuadas para la sedimentación, asumiendo que la madera se pudrirá. Esto podría incluir un programa de mantenimiento a largo plazo para rellenar por completo a medida que el relleno se sedimenta.

Alternativamente, si no se puede construir un tapón en la superficie del basamento, se puede construir un tapón estructural por debajo de la superficie de basamento, dentro del pique, y rellenar el pique hasta la superficie del terreno sobre el tapón. El diseño y la construcción de un tapón estructural deberán ser certificados por un ingeniero calificado.

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Guía para el Evaluador


4. GUÍA PARA EL EVALUADOR

4.1 MECANISMOS DE FALLA DEL PILAR CORONA

4.1.1 Fracturamiento de la Roca

El fracturamiento de la roca puede producirse cuando la resistencia del pilar corona es superada por los esfuerzos aplicados, lo cual da lugar a una falla repentina y catastrófica. Esta situación puede originarse debido al rápido aumento del esfuerzo dentro del pilar corona, que supera a la resistencia. Esto puede ocurrir como resultado de una falla repentina de un pilar o fondo de galería a cierta profundidad dentro de una mina que altera el campo de esfuerzos alrededor de un pilar corona, o por cambios en los esfuerzos generados por una excavación adyacente del subsuelo o excavaciones a tajo abierto. También podría originarse por la rápida transferencia de esfuerzos al pilar, por ejemplo, si el relleno de un tajeo rellenado es evacuado, tal como ocurriría en el caso del colapso de un tabique o un tapón. Si un pilar corona se encuentra bajo un alto esfuerzo horizontal, puede ocurrir una fracturación progresiva y dependiente del tiempo del macizo rocoso que finalmente puede reducir la resistencia del macizo rocoso a un punto en el se produce la falla. Cuando sea relevante para las condiciones reales que se estén analizando, todos estos aspectos deben ser evaluados en el plan de cierre.

Figura 4-1 Modo de Falla del Pilar Corona – Fracturamiento de la Roca

24



4.1.2 Falla de Tapón

Las fallas de tapón pueden ocurrir en discontinuidades continuas bien definidas que son típicamente subverticales y limitan con la periferia del pilar corona. Dichas discontinuidades pueden incluir fallas, foliación o contactos cortados que pueden tener relación con los límites del yacimiento de mineral. Se sabe que en donde las propiedades de fricción de la superficie limítrofe son muy bajas, tapones con un espesor mayor que 500m han fallado. Determinar los esfuerzos de confinamiento horizontal en el pilar corona es crítico para evaluar la estabilidad de una falla potencial del tapón. La redistribución de los esfuerzos directamente sobre una abertura del tajeo puede contribuir en la estabilidad del tapón; no obstante, la pérdida del esfuerzo de confinamiento como resultado de las condiciones de agua subterránea o intemperización del macizo rocoso puede producir una reducción del factor de seguridad con el tiempo. El buzamiento de las discontinuidades limítrofes tiene un fuerte efecto en el potencial de falla de tapón. Cuanto más empinadas sean las discontinuidades, menor será la resistencia a la falla de tapón. Donde sea relevante para las condiciones reales que se están analizando, todos estos aspectos se deben evaluar en la presentación del documento de cierre.

Figura 4-2 Modo de Falla del Pilar Corona – Falla de Tapón

4.1.3 Desmoronamiento

El desmoronamiento puede ocurrir bajo las siguientes condiciones:

• El esfuerzo tangencial dentro del macizo rocoso es insuficiente para proporcionar confinamiento o sujeción para autosoporte,

• Existen tres o más sistemas de diaclasas predominantes para crear bloques bien definidos,

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• La intersección de los sistemas de diaclasas permite que se forme una cuña en el tajeo que hace posible que el bloque caiga directamente dentro del tajeo,

• La intersección de los sistemas de diaclasas permite que una cuña forme una abertura en el tajeo, y permite que el bloque resultante se deslice dentro del tajeo en donde la línea de intersección de los planos de diaclasas tienen un buzamiento más elevado que el ángulo de fricción de los planos de diaclasas, y/o,

• Altas presiones del agua o la degradación inducida por la acción de congelamiento-descongelamiento genera la dislocación de material de roca dentro de la zona de pilar corona

El desmoronamiento típicamente empieza en la superficie del tajeo y avanza en sentido vertical hasta:

• Se alcance una geometría de autosoporte donde el esfuerzo de confinamiento compresivo es suficiente para evitar que los bloques caigan o se deslicen; o bien

• A medida que la masa de rocosa se desmorona, el volumen de la masa de roca que ha fallado se “esponja” y ocupa mayor volumen que en su estado original. Si el volumen de roca esponjada rellena el espacio vacío subyacente disponible, el avance ascendente de la falla se detendrá. El factor de esponjamiento depende de la naturaleza del tipo de roca y se discute más adelante en la Sección 3.5.

Donde sea relevante para las condiciones reales que se están analizando, todos estos aspectos deben evaluarse en la presentación del documento de cierre.

Figura 4-3 Modo de Falla del Pilar Corona – Desmoronamiento

4.1.4 Laminación

Un caso especial de desmoronamiento puede ocurrir si el límite del tajeo o el pilar corona consta de estratos de roca delgada partida con facilidad (esquistos, rocas sedimentarias metamórfica foliadas o sedimentarias laminadas). Debido a la delgadez de los estratos, el esfuerzo de confinamiento de la roca quizá no sea suficiente o quizá puede promover realmente la deslaminación de las intercalaciones de estratificación.

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En el caso de algunos esquistos degradables, el desmoronamiento de las capas también puede ocurrir bajo condiciones de humedad y sequedad.

En el caso de estratos horizontales, dicha deslaminación puede causar directamente el desmoronamiento del pilar corona. En el caso de estratificación o foliación que tiene posición paralela a las paredes laterales de tajeo, la deslaminación puede causar la desestabilización de las paredes laterales, produciéndose un aumento del ancho del pilar corona. Este aumento en el ancho del pilar corona entonces puede generar la falla final de la corona. Donde sea relevante para las condiciones reales que se están analizando, todos estos aspectos deben evaluarse en la presentación del documento de cierre.

Figura 4-4 Modo de Falla del Pilar Corona –Laminación

4.1.5 Fallas de Estratos

Los yacimientos de mineral pueden ocurrir en depósitos sedimentarios o en secuencias estratificadas como resultado de fallamiento o metamorfismo. A menudo dichos depósitos estratificados están compuestos de secuencias de capas intercaladas con propiedades geomecánicas similares, pero con una cohesión y propiedades friccionales variables entre las capas. El desplazamiento de dichas secuencias estratificadas en una operación minera puede inducirse por gravedad o en condiciones de esfuerzos in-situ. La resistencia a la falla de los estratos rocosos se moviliza por la resistencia de los estratos a la tensión, el esfuerzo cortante y resistencia a la compresión. El confinamiento lateral de los estratos puede ser una influencia estabilizadora, a menos que esfuerzos de confinamiento altos generen el pandeo o la falla de los estratos individuales.

La falla de un macizo rocoso estratificado de manera sub-horizontal ocurre típicamente por la falla progresiva de la operación de la mina hacia la superficie. A menudo el avance de la falla de los estratos rocosos genera la disminución del ancho de la cavidad con cada falla sucesiva de estrato, produciendo una superficie arqueada que

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puede ejercer una influencia estabilizadora en el macizo rocoso. Donde sea relevante para las condiciones reales que se están analizando, todos estos aspectos deben evaluarse en la presentación del documento de cierre.

Figura 4-5 Modo de Falla del Pilar Corona – Falla de Estratos

4.1.6 Formación de Chimeneas

Como se describe en CANMET (2006), la desintegración por formación de chimenea ocurre en roca débil con una baja cohesión, proporcionando una deficiente capacidad de autosoporte. Esto podría incluir roca severamente alterada, esquistos sericíticos, pizarra grafítica y/o zonas de corte u otras unidades débiles. Se han reportado cohesiones menores de 0,2 MPa. La falla por formación de chimenea típicamente genera una falla ascendente continua por gravedad a lo largo de las partes débiles del macizo rocoso en extensiones limitadas. Si un macizo rocoso débil está limitado por un macizo rocoso más resistente, una chimenea puede avanzar a lo largo del contacto de los dos macizos rocosos. La falla por formación chimenea teóricamente puede ocurrir a lo largo de los contactos donde el buzamiento del contacto es mayor que el ángulo de fricción del material de la chimenea. Se sabe que las fallas por formación de chimenea avanzan cientos de metros; sin embargo, también se sabe que se

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detienen una vez que el terreno de la chimenea encuentra una unidad de roca más fuerte. Donde sea relevante para las condiciones reales que se están analizando, todos estos aspectos deben evaluarse en la presentación del documento de cierre.

Figura 4-6 Modo de Falla del Pilar Corona – Formación de Chimenea

4.1.7 Derrumbe

En algunas combinaciones de geometría, esfuerzos y resistencia del macizo rocoso, la integridad del macizo rocoso puede comprometerse, produciéndose una falla y movilización progresiva del macizo rocoso. Este concepto por lo regular se aplica a operaciones mineras que emplean métodos de laboreo de hundimiento por bloques y hundimiento por subniveles. Una situación similar ocurre con frecuencia sobre paneles de laboreo por frentes largos en donde se espera que los estratos superpuestos a la zona minera colapsen y se hundan durante la operación. Aunque la ciencia y el mecanismo de degradación y fracturación inducida del macizo rocoso para iniciar el hundimiento no están bien definidos, los enfoques empíricos que emplean parámetros de control se usan de modo rutinario para planificar operaciones de hundimiento en bloque.

Por lo general se acepta (CANMET, 2006, Brady y Brown, 1985) que las siguientes condiciones generan el potencial para el hundimiento:

• El macizo rocoso tiene un conjunto bien definido de discontinuidades persistentes (incluyendo discontinuidades de bajo buzamiento) que forma bloques de una forma consistente. La estructura rocosa más favorable es aquella en la que un conjunto de discontinuidades de bajo buzamiento es interceptado por dos conjuntos de discontinuidades de buzamiento elevado que proporcionan condiciones adecuadas para el desplazamiento vertical de bloques

• El tamaño de los bloques es relativamente pequeño en comparación al espacio excavado subyacente

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• La roca muestra ángulos de fricción bajos entre los bloques y resistencia a la compresión de los bloques de roca

• Bajos esfuerzos de confinamiento del terreno existen en la zona de arco potencial • El ancho es suficiente para inducir esfuerzo de tensión significativos en la zona bajo

corte del tajeo.

Donde sea relevante para las condiciones reales que se están analizando, todos estos aspectos deben evaluarse en la presentación del documento de cierre.

Figura 4-7 Modo de Falla del Pilar Corona – Derrumbe

4.2 TIEMPO DE LAS FALLAS

De la observación general de estudios de casos de fallas (CANMET, 1990, 2006), se ha determinado que una vez que se inicia la falla y no se inhibe modificando la geometría de la masa rocosa, la mayor parte de los mecanismos de falla se desarrollan en un tiempo relativamente corto, como se presenta en la Tabla 4-1.

Carter y Miller (1996), en el análisis de casos de estudio usados para derivar el método de evaluación de estabilidad empírica del Ancho Crítico, hicieron algunas observaciones amplias acerca de consideraciones de fallas dependientes del tiempo. Se ha observado una ocurrencia bimodal de la falla. En un plazo de dos décadas a partir del cierre de la mina, ha ocurrido aproximadamente el 50% de las fallas de pilares coronas. Esto ha sido seguido por dos décadas en las cuales ha ocurrido menos del 10% de los casos de falla de pilares corona. El 40% restante de los casos de falla de pilares corona ocurrió en un plazo de cinco a ocho décadas después del cierre. Los autores consideran que las fallas tempranas reflejan “defectos” de la masa rocosa, mientras el resto se atribuye a efectos de “desgaste” por el deterioro de la masa rocosa.

30



Tabla 4-1 Velocidad de Avance de Fallas de Tajeos poco Profundos, Basada en Estudios de Casos (CANMET, 2006)

Tipo de Falla Tiempo Típico

Ruptura del pilar Instantánea después de la fractura y caída

Falla de tapón Instantánea una vez que se ha iniciado

Desmoronamiento Varios metros al día a varios metros a la semana

Fallas de estratos Un estrato al día a un estrato durante varios meses

Desintegración por formación de chimenea Uno a veinte metros al día

Derrumbe por Bloques Veinte a trescientos metros al día

Una vez que se ha iniciado una falla, el tiempo y el potencial para que la falla avance a la superficie del basamento rocoso y que cause hundimiento superficial se rige por factores tales como:

• Espesor del pilar (que determinará la cantidad de tiempo que se necesitará para que la falla se propague a la superficie),

• El tamaño de bloque de roca que presenta falla (los bloques más grandes tienen el potencial de formar arco y detener la falla),

• El esponjamiento de la roca que presenta falla y el espacio vacío debajo de la corona que está fallando (que determinará si el terreno que está cayendo se obstruirá a sí mismo antes de llegar a la superficie, como se discute en la siguiente sección).

4.3 CONSIDERACIONES DE ESTABILIDAD

Para reducir el potencial de inestabilidad del pilar corona durante las fases de planificación, desarrollo y cierre de una mina, se debe tomar en cuenta diversas prácticas y consideraciones. Entre éstas se incluye:

• La aplicación de soporte requerido para una corona tan pronto como sea posible después de la excavación. Esto reducirá la posibilidad de que el macizo rocoso se desestabilice con el tiempo, y ayudará a evitar que se inicie cualquier falla.

• Si el espacio vacío directamente debajo de un pilar corona se puede reducir o eliminar rellenándolo, esto puede limitar o eliminar el potencial de que avance la falla de un pilar corona (Figura 4-8). A medida que se produce la falla en el terreno, éste típicamente “se esponja” para ocupar más espacio del que ocupó in-situ. Esto se debe al espacio vacío adicional dentro de la masa rocosa que ha caído. El factor de esponjamiento (volumen colapsado/volumen in-situ) puede oscilar entre 1,05 y 1,4, dependiendo de la naturaleza del suelo. Los factores de esponjamiento citados (Janelid y Kvapil, 1966) son como se indica a continuación:

o 1,05 a 1,1 para flujo de macizo rocoso movilizado (hundimiento inducido) o 1,4 para caídas de bloque dentro de un tajeo abierto (bloques de 0,3-0,7m, i.e.,

que abarcan la mayor parte de tipos de rocas diaclasadas) o 1,1 to 1,2 para macizos de roca que se disintegran (como esquistos)

• Si el material de relleno dentro de un banco es contenido por un tapón, se debe prestar particular atención a la estabilidad de largo plazo del tapón para asegurar que no ocurra la movilización del material de relleno, de lo contrario se puede iniciar el desmoronamiento de la corona.

• Una extensa serie en sentido lateral de labores mineras subterráneas cerca de la superficie puede producir el destensionamiento del pilar corona.

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• Los esfuerzos naturales del terreno pueden variar notablemente de un lugar a otro. Los análisis de estabilidad de preferencia deben realizarse usando esfuerzos de terreno medidos para el lugar en cuestión. En ausencia de las mediciones, la evaluación del estado de tensión puede realizarse usando métodos del índice de clasificación de macizo rocoso (Barton et al. 1977, Kirsten 1988).

• El soporte mecánico del terreno (pernos y cables de acero) se puede deteriorar con el transcurso del tiempo. La evaluación de la estabilidad a largo plazo debe realizarse asumiendo que no hay un soporte presente

• Se debe usar una técnica de análisis apropiada para evaluar la estabilidad a largo plazo de un pilar corona, en base a la complejidad de la geometría y geología y el mecanismo de falla anticipado. Se puede usar técnicas empíricas para obtener un estimado aproximado de la estabilidad del pilar corona. Se puede usar técnicas analíticas para proporcionar factores de seguridad y probabilidades de falla para geometrías simples. Se puede usar técnicas numéricas para analizar geometrías y condiciones geológicas complejas. Una técnica de análisis única típicamente no es suficiente para obtener un entendimiento completo de las condiciones de falla potencial a largo plazo de un pilar corona. La recomendación sobre las técnicas de análisis y la interpretación y certificación de los resultados deberán ser realizadas por un ingeniero geotécnico calificado.

• La evaluación de la estabilidad de un pilar corona se puede llevar a cabo para evaluar el estado actual de la estabilidad en base a las condiciones presentes. Otras consideraciones para evaluar el potencial de deterioro futuro de las condiciones incluirán:

o La escala de tiempo anticipada de diversos mecanismos de falla o Condiciones inherentes del macizo rocoso o Pérdida de esfuerzo cortante de las discontinuidades o Alteración de la roca o Oxidación de sulfuros de hierro diseminados o Espesor del pilar corona o Tamaño de los bloques de roca o Espacio vacío disponible

Figura 4-8 Modo de Falla del Pilar Corona – El Esponjamiento Detiene la Falla

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4.4 MÉTODOS DE ANÁLISIS

Los siguientes métodos de análisis de la estabilidad del pilar corona están disponibles en la actualidad:

(i) métodos empíricos – ya sea enfoques de reglas generales, o evaluaciones más cuantitativas basadas en clasificaciones descriptivas del macizo rocoso,

(ii) enfoques de evaluación analítica - usando formulaciones para vigas, placas y similares, y

(iii) simulaciones numéricas – usando métodos de modelamiento computarizado.

4.4.1 Métodos Empíricos

Históricamente se han utilizado enfoques de diseño empíricos, basados en la práctica precedente, para optimizar las dimensiones de un pilar corona seguro. Más recientemente, los procedimientos de clasificación de macizo rocoso han ganado importancia como método racional para categorizar la estabilidad de los pilares superficiales en base a consideraciones de las propiedades del macizo rocoso, incluyendo condiciones de discontinuidades geológicas, efectos del agua subterránea y esfuerzos. Un método desarrollado para comparar la evaluación geotécnica del macizo rocoso de un pilar corona con las dimensiones geométricas del pilar es el Método del Ancho Escalado.

Método del Ancho Escalado

El método del ancho escalado fue desarrollado por Golder Associates en un Proyecto para CANMET (1990). Un análisis retrospectivo de más de 230 casos de estudio de tajeos poco profundos, incluyendo 32 fallas, fue utilizado para desarrollar una línea más precisa para separar los casos fallidos de los no fallidos (Figura 4-9). El método del Ancho Escalado considera parámetros como el ancho del pilar, la relación entre el ancho y la longitud del pilar, el espesor del pilar, el buzamiento del cuerpo mineral o de la foliación, y la gravedad específica del macizo rocoso para normalizar los distintos componentes de modo que se puedan hacer comparaciones.

El cálculo es como se indica a continuación:

donde;

Cs = ancho escalado en metros S = ancho real del pilar corona en metros γ = densidad del macizo rocoso en gr/cm3 Sr = relación del ancho/longitud del pilar corona θ = buzamiento del cuerpo mineral o foliación (grados) T = espesor del pilar corona en metros

( )( )[ ]5.0

cos4.011 ⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

−+=

θγ

R

SST

c

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El Ancho Escalado luego se compara con el cálculo del ancho crítico, en donde:

( )( ) 016.043.03.3 QsenhQSc =

donde: Sc = ancho crítico en metros Q = valor NGI-Q

Si el ancho escalado es mayor que el ancho crítico, el macizo rocoso se considera estable y viceversa. La aplicación de este método de análisis se toma por lo general como el punto de inicio para una evaluación integral de la estabilidad de un pilar corona y, por ende, se debe usar junto con análisis de modelamiento analítico o numérico para confirmar los hallazgos.

Junto con esta guía se proporciona una hoja de cálculo1 que explica el Método de Ancho Crítico. Un ejemplo del análisis en formato Excel se incluye en el Anexo C.

Figura 4-9 Gráfico del Ancho Escalado de Pilares Corona

1 Disponible en el portal electrónico del Ministerio de Energía y Minas: http://www.minem.gob.pe/dgaam/normas_tecdisamb.asp

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4.4.2 Evaluación Analítica

Las evaluaciones analíticas que se pueden usar para evaluar la estabilidad del pilar corona se basan en la presunción de que un pilar corona se comporta como un miembro continuo (como una viga o placa, Figura 4-10), o como un ensamble de elementos estructurales discretos (bloques de dovela, Figura 4-11).

Hay varias fórmulas disponibles en los textos de ingeniería civil y estructural que permiten el análisis de estos tipos de modelos estructurales. En general, estas fórmulas han sido desarrolladas para el análisis de mampostería o estructuras de concreto u otros materiales artificiales isotrópicos homogéneos. Por lo tanto, estos análisis deben usarse con precaución para la mayoría de las aplicaciones en mecánica de rocas. Típicamente se requiere de sobre simplificar geometría, así como de las características mecánicas del macizo rocoso para su aplicación.

En esta guía se proporcionan hojas de cálculo que describen diversas técnicas analíticas de evaluación de estabilidad. Un ejemplo de este enfoque se incluye en el Anexo C.

Un programa de evaluación de estabilidad de pilar corona comercial desarrollado por la Universidad de Toronto y comercializado por RocScience (2005) está disponible para un número limitado de casos de estabilidad analítica. Este programa también lleva a cabo la evaluación probabilística para el mismo análisis.

Figura 4-10 Ejemplo de Modo de Falla de Placa Rectangular

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Figura 4-11 Ejemplo de Modelo de Viga de Dovela

4.4.3 Procedimientos Numéricos

Un análisis simple del esfuerzo elástico, incluso para geometrías complejas, se realiza de modo relativamente fácil con la mayoría de los códigos disponibles (como los que se basan en elementos de contorno/ elementos de contorno híbridos / elementos finitos o formulaciones de elementos finitos o diferencias finitas). Sin embargo, cuando se intenta modelar el comportamiento posterior a la falla de los pilares de corona superficiales de forma geométrica complicada, la capacidad de los códigos disponibles es limitada, y en muchos casos, los resultados son muy sensibles a la elección de parámetros de entrada y la exactitud de la geometría de modelo.

Además, deformaciones muy grandes e incluso desplazamientos de bloques significativos ocurren en un número grande de situaciones de colapso de pilar corona, antes de la falla real. Por lo tanto, resulta esencial que se usen los códigos de computación apropiados; de lo contrario se pueden obtener resultados sesgados. En la actualidad, tres códigos de computación se encuentran disponibles en el mercado para modelar desplazamientos grandes. Estos códigos son: (i) FLAC (Fast Lagrangian Analysis of Continuum, un código bidireccional) , (ii) FLAC3-D (un código tridimensional) y (iii) UDEC (Universal Distinct Element Code, un código bidimensional), que pueden proporcionar soluciones elásticas, procesos posteriores a la falla del modelo y calcular los esfuerzos y desplazamientos asociados. En el caso de UDEC, también se pueden modelar movimientos grandes entre bloques.

Además, se sabe que en algunas situaciones de pilar corona, la estabilidad de la corona se ve influenciada notablemente por efectos geométricos tridimensionales complejos. En dichas situaciones, resulta poco realista analizar el problema simplemente en dos dimensiones. No obstante, en el estado actual de la técnica, muchos programas de cómputo para el análisis de esfuerzos tridimensionales son difíciles de utilizar para hacer más que un simple examen de las condiciones de esfuerzos tridimensionales alrededor de una geometría de corona compleja. Incluso para situaciones geológicas y geométricas relativamente simples, crear una malla de elementos de una red de elementos finitos para modelado tridimensional puede ser caro y demandar tiempo. Se puede aplicar Map3D, FLAC3-D, 3DEC y Plaxis.

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La Tabla 4-2 proporciona una comparación de las ventajas y desventajas de diversos métodos numéricos aplicables a la evaluación de la estabilidad del pilar corona. El Anexo D incluye breves descripciones de algunos programas de computador disponibles en el mercado.

Tabla 4-2 Comparación de las Ventajas y Desventajas de Diversos Modelos Numéricos Disponibles

Método Numérico

Análisis de Elementos

Finitos/ Diferencias Finitas 3-D

Análisis de Elementos de Contorno 3-D

Análisis de Elemento

Distintos 2-D

Análisis de Elementos

Finitos / Diferencias Finitas 2-D

Análisis de Elementos de Contorno 2-D

Ejemplo de Software Comercial

Flac3D,

ABAQUS

PLAXIS

Examine 3D,

Map 3D

UDEC FLAC

Phase2

EXAMINE

Ventajas Permite el análisis tridimensional de geometrías de mina. Buen producto gráfico. Análisis no lineal. El modelo puede adaptarse a parámetros de diferentes materiales.

Modela geometrías complicadas. Buena herramienta para estudios paramétricos. Buen producto gráfico.

Map 3D permite materiales múltiples.

Permite análisis estructural/de tensión.

Permite desplazamientos grandes.

Características de roca y junta no lineal.

Análisis no lineal (FLAC permite una deformación grande). Buen producto gráfico. El modelo puede adaptarse a parámetros de diferentes materiales. Generador de malla automático.

Modela geometrías complicadas de manera fácil y rápida.

Buena herramienta para estudios paramétricos.

Buen producto gráfico.

Desventajas

Difícil de determinar modelo y malla. Se requiere operador experimentado. Sólo modelo homogéneo y elástico. Software basado en ingeniería estructural no diseñado para problemas geotécnicos. Se requiere uso prolongado de computadora.

Sólo modelo elástico.

Se requiere operador experimentado.

Se requiere uso prolongado de computadora.


Se requiere uso prolongado de computadora.

Aplicable sólo a problemas bidimensionales.


Aplicable sólo a problemas bidimensionales.

Sólo modelo homogéneo y elástico.

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4.4.4 Cómo Escoger el Método de Análisis Apropiado

El análisis de cada pilar corona es único debido a las variaciones en la geometría, geología y modo(s) potencial(es) de falla del pilar. Se recomienda que luego de la clasificación del macizo rocoso, los potencial(es) modelos de falla aplicable(s) sean analizados y se elijan los métodos de análisis apropiados para determinar la estabilidad de la corona. La Tabla 2-1 ha sido presentada previamente para contribuir en el proceso de selección. Si resulta apropiado, los métodos empíricos pueden ofrecer una indicación aproximada de la estabilidad de un pilar corona. Dependiendo de la confiabilidad de la geometría, la información geológica y la evaluación de los modos de falla potenciales para el pilar corona, se podría usar un método analítico, si fuera apropiado, para confirmar los resultados empíricos. Si el análisis empírico indica un caso de estabilidad límite, entonces se debe usar ul modelo analítico y/o numérico según sea apropiado para confirmar la estabilidad del pilar corona. Los métodos sugeridos deben considerarse sólo como una guía, y el proponente no debe descartar la aplicación de técnicas de análisis adicionales según sea apropiado para la evaluación de la estabilidad.

4.5 MEDIDAS CORRECTIVAS

Las medidas correctivas requeridas se determinarían luego de la evaluación de los resultados de los análisis de la estabilidad del pilar corona y las labores mineras cercanas a la superficie y la evaluación de las consecuencias de la falla del pilar corona. Las medidas correctivas pueden variar desde ninguna acción hasta llenar espacios vacíos amplios con relleno cementado, lo que podría implicar un gasto considerable.

La remediación, de ser requerida, podría involucrar uno o más de los siguientes enfoques:

• cercado del área para evitar el acceso • colocación de una capa superior de concreto tipo tablero de puente (Figura 4-12) • reforzamiento de la corona mediante concreto compactado a rodillo (Figura 4-13) • reforzamiento de la corona mediante concreto estructural subyacente (Figura 4-14) • relleno por gravedad convencional • relleno neumático, y/o • relleno hidráulico

El cercado de un área peligrosa es la opción menos recomendable para una solución a largo plazo. El cerco requiere monitoreo y mantenimiento de manera continua para asegurar que el público no tenga acceso. Asimismo, el terreno comprendido en el área cercada no estará disponible para su uso alterno público o comercial. El cercado a menudo se usa como alternativa intermedia hasta que se pueda implementar una solución permanente. El cercado puede ser la única alternativa para aislar la zona potencialmente peligrosa del público cuando el área es demasiado grande o no puede ser definida con suficiente certeza para implementar una medida correctiva alternativa.

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Figura 4-12 Ejemplo de Losa de Concreto de Tipo “Tablero de Puente”

Figura 4-13 Ejemplo de Refuerzo de Corona mediante Concreto Compactado a Rodillo

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Figura 4-14 Ejemplo de Refuerzo de Pilar Corona mediante Concreto Estructural

En el caso de coronas de macizos rocosos incompetentes o de zonas de coronas falladas, podría ser suficiente y apropiado construir simplemente una loza de concreto reforzado que se extienda sobre la corona, o el espacio vacío de la corona, con apoyos formados en los rebordes de la excavación minera original (análogo a un puente con base de apoyo en roca sólida). Alternativamente, si la zona de corona del macizo rocoso aún permanece en el lugar, pero no tiene el espesor o la resistencia adecuados, podría ser apropiado aumentar el espesor del pilar corona con concreto estructural, colocado debajo del arco de la corona para aumentar la estabilidad general de la zona de la corona. En este tipo de situación, se requiere cierto tipo de encofrado en el tajeo abierto debajo de la corona, requiriendo acceso al tajeo.

Se debe enfatizar que en el caso de cualquier trabajo correctivo realizado cerca de terreno potencialmente inestable, el contratista debe estar totalmente informado de los peligros del lugar e implementar un plan de salud y seguridad que protega a sus trabajadores, sus clientes y al público de cualquier peligro posible en el caso de una falla repentina.

Cuando el pilar corona aún está en su lugar y es lo suficientemente íntegro como para aceptar la colocación de concreto en la parte superior, y los apoyos de roca para la corona del tajeo son competentes, se puede formar un arco estructural independiente de la corona, colocando relleno cementado sobre la corona (e.g., relleno de concreto compactado a rodillo). Sin embargo, la geometría de la corona y material de cobertura deben ser tales que exista suficiente altura sobre la corona para permitir la colocación de un relleno de suficiente profundidad para que se produzca el arqueamiento.

El reemplazo o refuerzo estructural de la zona de la corona, como se ha escrito líneas arriba, se puede usar para crear un pilar corona o viga competente nueva a través de labores mineras abandonadas. Cuando existen otros problemas de estabilidad de macizos rocosos que podrían originar mayor desestabilización de la corona, estos tipos de solución quizá no sean suficientes. En muchas situaciones, también se debe proporcionar apoyo a las paredes laterales de las aberturas tanto como a las coronas.

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En muchos casos, el relleno completo de la abertura se convierte en el método más apropiado de remediación.

El relleno completo puede lograrse de varias maneras, dependiendo de la geometría de la mina y el acceso a las aberturas que se van a rellenar. Las técnicas pueden variar desde los métodos de lechada de consolidación y procedimientos de colocación por gravedad simples con relleno introducido por barrenos perforados en las labores mineras, hasta la colocación hidráulica y neumática de rellenos puros y/o cementados a menudo transportados por distancias considerables.

En el caso de un pilar corona delgado o, de lo contrario, potencialmente instable, superpuesto a labores inundadas en donde existe un nivel freático alto, una alternativa puede ser retirar el peligro destruyendo el pilar corona con explosivos, dejándolo caer hacia abajo, al espacio relleno de agua, siempre que el acto de retirar la corona no cause mayor deterioro de las paredes laterales de tajeo subyacente. Si fuera apropiado, la abertura rellena con agua se puede convertir en un lugar de recreación. Se debe asegurar que la abertura resultante contenga paredes inclinada para permitir la salida si ocurriera una entrada inadvertida. La estabilidad del espacio vacío restante deberá evaluarse para asegurar que el retiro de la corona no ocasione mayor desestabilización de las paredes laterales de banco, produciendo peligros adicionales.

Una vez que la información adecuada está disponible para la categorización del modo de falla potencial y la competencia del resto de la roca, y se conoce información suficiente sobre la geometría y practicabilidad y seguridad del acceso a la abertura de la mina, es posible elegir la medida de remediación más apropiada. Una matriz de diversas técnicas de construcción para la remediación de pilares corona potencialmente inestables ha sido presentada anteriormente en la Tabla 2-2.

4.6 POTENCIAL DE HUNDIMIENTO

Históricamente, el hundimiento ha sido ampliamente asociado con depósitos tabulares dispuestos en planos. No obstante, pueden desarrollarse problemas de hundimiento superficial en cualquier forma de laboreo o tunelización dada una combinación adversa de factores geológicos y geotécnicos. El hundimiento puede ser intencional y planificado durante la vida de la mina o puede ser no intencional, y podría ocurrir años después del cierre de la mina debido a colapso de los pilares de soporte o de otros factores.

El hundimiento se puede manifestar de varias formas. Puede presentarse como una reducción y flexión de la superficie sin daño superficial obvio, puesto que se asocia típicamente con el laboreo de frentes largos de mantos de carbón (aunque a menudo ocurren daños a edificios e infraestructura). O, como resultado del laboreo por hundimiento por bloques, se pueden formar cráteres bien definidos en la superficie. El hundimiento también puede ocurrir (a veces de improviso) debido a efectos indirectos del laboreo como la formación de sumideros en formaciones de rocas carbonatadas, debido a la reducción del nivel freático por drenaje de la mina o debido al colapso de zonas de la corona debido a la removilización de rellenos de soporte como resultado del colapso de tabiques de relleno en respuesta a cambios en los niveles/condiciones de agua subterránea.

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4.6.1 Predicción del Hundimiento

La mayoría de los modelos de predicción de hundimiento han sido desarrollados para el caso de laboreo de mantos de carbón bajo métodos de laboreo que emplean porcentajes altos de extracción. Los métodos tempranos de predicción de hundimiento fueron simples y empíricos en su naturaleza.

En la actualidad hay tres técnicas fundamentales para la predicción del hundimiento:

(i) Métodos Empíricos

(ii) Métodos Funcionales

(iii) Métodos Analíticos

Cada uno de estos métodos se describe brevemente a continuación.

Métodos Empíricos

Los métodos empíricos se han derivado en general para adaptarse al comportamiento durante un periodo de tiempo largo del terreno dentro de una región particular. La mayor parte de la aplicación de estas técnicas requiere la comparación con una base de datos grande que generalmente consiste en datos dimensionales precisos acerca de geometrías de hundimientos anteriores. Los modelos de predicción por lo general no se basan en ninguna teoría matemática o física. Los parámetros físicos se analizan, y las curvas empíricas se derivan para extrapolación posterior.

Además de la base de datos grande y el tiempo prologado que se necesita para desarrollar un modelo exacto, los modelos empíricos comúnmente son inflexibles y pueden manejar sólo geometría simple. Los métodos empíricos por lo general se usan para predecir el hundimiento que se genera por operaciones de laboreo de frentes largos. Aunque los conceptos se pueden trasladar a otros casos, se ha descubierto que muchos de estos modelos empíricos son aplicables sólo a la región específica o a áreas en donde existe una geología similar, de modo que son aplicables parámetros similares. Por ejemplo, intentos de aplicar el reconocido enfoque empírico británico (NCB) para algunos de los depósitos de carbón estructuralmente más complejos y/o más jóvenes de diversas regiones de los Estados Unidos, Indonesia y Australia, no han sido particularmente exitosos.

Referencias

1) National Coal Board, UK Subsidence Engineer's Handbook (1975). 2) Goel and Page, CH. An Empirical Method for Predicting the Probability of

Chimney Cave Occurrence over a Mining Area. Int. J. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol 19 (1982) Pergamon.

3) Hoek, E. Progressive Caving Induced by Mining of an Inclined Orebody. Trans. IMM V83 A133-9 (1974).

Métodos Funcionales

Los métodos funcionales se basan en las funciones de influencia que describen el nivel de influencia ejercida en la superficie por elementos infinitesimales del área de extracción. Se utiliza una función continua para representar el efecto que tiene un elemento extraído en el hundimiento de un punto superficial, y se integra esta función

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de influencia sobre todos los elementos extraídos en la zona de influencia para determinar el hundimiento.

Los métodos funcionales pueden aplicarse a geometrías complicadas, lo cual les da una gran ventaja sobre los modelos empíricos. Sin embargo, la técnica de usar funciones de influencia para predecir el hundimiento tiende a sobreestimar el hundimiento directamente sobre el borde de la excavación. La solución a este problema es crítica para la predicción de hundimiento, en especial en casos de cámaras. Los modelos más grandes y complicados requieren el uso de grandes tiempos de costoso cálculo computarizado y de personal especializado.

Algunos métodos desarrollados incluyen:

• Método de Función de Influencia Complementaria o Sutherland, H.J. and Munson, D.E. 1982. "Complementary Influence Functions

for Predicting Subsidence Caused by Mining. Proc. 26th U.S. Symp. on Rock Mech.

• Método de Área Zoneada o Steed, C., Bawden, W.F., Coode, A.M. and Motahead, P., 1985. "Subsidence

Prediction for Saskatchewan Potash Mines Proc. 26th U.S. Symposium on Rock Mechanics.

• Predicción de Hundimiento e Identificación del Sistema (Subsidency Prediction and System Identification, SPASID)

o SPASID es un programa de computación para predecir el movimiento del suelo debido a laboreo subterráneo desarrollado por Kursalaas y Albert en la Universidad Estatal de Pensilvania en 1983.

Métodos Analíticos

Los métodos analíticos emplean teorías mecánicas para derivar información acerca del movimiento de terreno. Para simplificar la complejidad matemática del problema, el macizo rocoso a menudo se considera un medio continuo. Esto asume que todo el bloque se mantiene junto por fuerzas cohesivas, de tal manera que el macizo rocoso se deforma como una unidad y tiene propiedades idénticas en general. En algunos casos, los medios discontinuos, como los macizos de roca fuertemente fracturados o con fallas pueden ser modelados usando ensambles de vigas en capas, cubos, prismas, etc., o de canto rodado o bloques de piedras no cohesivos. Se puede comparar la extensión del macizo rocoso con un espacio semi-infinito que está limitado en una dirección por la superficie de tierra y se extiende sin límites en todas las demás direcciones.

Numerosos modelos estocásticos, elásticos y plásticos han sido publicados. Aunque no son realmente representativos del comportamiento real del suelo, son útiles para simulaciones cualitativas.

El modelamiento con métodos finitos se ha vuelto cada vez más popular. Los métodos finitos incluyen técnicas de elementos finitos, elementos de borde y diferencias finitas. Los métodos finitos recrean matemáticamente las condiciones de esfuerzo presentes bajo condiciones de laboreo y geológicas específicas. La ventaja más importante de los métodos finitos es el hecho de que no están limitados por el tipo de modelo que se va a estudiar. Puesto que cualquier tipo de comportamiento geológico puede ser incorporado en el análisis, los métodos finitos son especialmente adecuados para el estudio de problemas de hundimiento que implican aberturas subterráneas múltiples y

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geología compleja. Los métodos de elementos finitos parecen ser el método de elección en la mayoría de programas de computador para el modelamiento de la predicción de hundimientos más recientes, ya que son los más flexibles de los tres métodos principales.

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Referencias


5. REFERENCIAS

Barton, N. (1976). Recent Experiences with the Q-System of Tunnel Support Design. Proc. Symposium on Exploration for Rick Engineering, Reference 13, pp. 107-117.

Barton, N., Lien, R. and Lunde, J, (1977), Estimating support Requirements for Underground Excavations, in Design Methods in Rock Mechanics. Proc.16th US Symp. On Rock Mechanics, Minneapolis, USA, pp. 163-177

Bieniawski, Z.T. (1973). Engineering Classification of Jointed Rock Masses. Trans. S.Afr. Instn. Civ. Engrs. 15, No. 12, pp 335-344.

Brady, B.H.G and Brown , E.T., (1985), Rock Mechanics for Underground Mining, published by Chapman & Hall, 2-6 Boundary Row, London SE1 8HN, UK

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Carter, T.G. (1992), A New Approach to Surface Crown Pillar Design, Proc. 16th Canadian Rock Mechanics Symposium, Sudbury, pp. 75-83.

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Carter, T.G., Busbridge, J.R., Mackasey W.O., Annan, A.P. (1988), Investigations and Remedial Measures for Reinstatement of Highway Collapse Over Old Mine

46

Referencias


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Janelid, I. and Kvapi, R., Sublevel Caving, Int. J. Rock Mech. Sci., #3, pp. 129-153

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Ontario Ministry of Northern Development and Mines (1994), Rehabilitation of Mines Guidelines for Proponents.

RocScience (2005) www.rocscience.com/products/CPillar.asp

47

Anexo A


Anexo A

Caracterización de Suelos

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Anexo A


Sección.................................................................................................................Página A1. Introducción....................................................................................................... 51 A2. Pruebas de índices de clasificación................................................................ 51

A2.1 Distribución del Tamaño de Partículas................................................. 51 A2.2 Contenidos de Agua y Límites de Atterberg ........................................ 53 A2.3 Densidad y Relaciones de Fase............................................................. 54

A3. Investigación del sitio....................................................................................... 55 A3.1 Ensayo de Penetración Estándar .......................................................... 55 A3.2 Prueba de Corte de Veleta...................................................................... 56 A3.3 Identificación de Campo......................................................................... 57

A3.3.1 Suelos no cohesivos................................................................................. 57 A3.3.2 Suelos Cohesivos..................................................................................... 58

A4. Prueba de Resistencia al Corte en Laboratorio.............................................. 58 A5. Principios de Mecánica de Suelos................................................................... 59

A5.1 Esfuerzo Efectivo .................................................................................... 59 A5.2 Resistencia al Corte................................................................................ 60 A5.3 Sensibilidad de las Arcillas.................................................................... 60

A6. Licuefacción y Arcillas Sensitivas................................................................... 61 A6.1 Licuefacción de Suelos No Cohesivos ................................................. 61 A6.2 Licuefacción de Suelos Cohesivos ....................................................... 62 A6.3 Arcilla Sensitivas .................................................................................... 62

A7. Compactación.................................................................................................... 64 A7.1 Control de la Humedad........................................................................... 64 A7.2 Control de la compactación ................................................................... 65

A8. Referencias ........................................................................................................ 66 LISTA DE TABLAS Tabla A1 Definición de los Componentes del Suelo (Golder 1993) .......................... 52 Tabla A2 Derivación Simple de las Relaciones de Fase Básica ............................... 54 Tabla A3 Densidad Relativa de los Suelos sin Cohesión (Golder 1993) .................. 57 Tabla A4 Consistencia de Suelos Cohesivos (Golder 1993)..................................... 58 LISTA DE FIGURAS Figura A1 Diagrama de Plasticidad de Acuerdo con los Límites Líquido y

Plástico de los Suelos de Grano Fino (ASTM D-4318).............................. 54 Figura A2 Recomendaciones del NCEER Respecto a los Tipos de Suelo

Cohesivo Potencialmente Licuables (Seed 2003) ..................................... 63

51

Anexo A


A1. INTRODUCCIÓN

Este anexo trata sobre la caracterización del suelo o de la roca degradada como suelo de cobertura. También se analiza el concepto de suelos licuables y arcillas sensitivas. Asimismo, en este documento se presentan los criterios para identificar estos materiales.

El proponente del diseño del pilar corona y/o del tapón debe conocer las características del suelo de la mina que se encuentra en investigación y recopilar información suficiente para sustentar el análisis de estabilidad.

La caracterización del suelo debe cumplir con los siguientes estándares, o equivalentes, aceptados por la Dirección General de Asuntos Ambientales Mineros (DGAAM):

ASTM D 1586-84 Método estándar para el ensayo de penetración estándar y muestreo de suelos con caña partida

ASTM D 2488-90 Prácticas estándar para la descripción e identificación de suelos

ASTM D 2487-90 Método estándar para la clasificación de suelos con fines de ingeniería

ASTM D 2573-72 Método de prueba estándar para el ensayo de campo de corte de veleta

Para el diseño del pilar corona y el tapón construidos para controlar el potencial flujo de lodo originado por la falla del pilar corona, el proponente debe proporcionar información sobre el material de cobertura presentado en la Sección 2-4 (apartado 2) del texto principal de esta guía.

A2. PRUEBAS DE ÍNDICES DE CLASIFICACIÓN

Las pruebas de índices de clasificación se llevan a cabo de manera rutinaria para caracterizar los materiales del suelo. Estas pruebas comprenden lo siguiente:

• Distribución del tamaño de partículas • Límites de Atterberg para definir la plasticidad • Contenido de humedad • Densidad

A2.1 DISTRIBUCIÓN DEL TAMAÑO DE PARTÍCULAS

El análisis del tamaño de partícula de un suelo consiste en determinar el porcentaje de partículas por masa en diferentes rangos de tamaño. Estos rangos establecen los distintos componentes de un suelo, entre los cuales se pueden encontrar (de mayor a menor) bloques, boleos, grava, arena, limo y arcilla. Los componentes variables de suelo en relación con el tamaño de grano están caracterizados por el Sistema

52

Anexo A


Unificado de Clasificación de Suelos (ASTM 2488-90). En la Tabla A1 se presenta un resumen de los componentes constituyentes del suelo y su tamaño.

El análisis de distribución del tamaño de partículas se realiza pasando el material por tamices de diferentes tamaños. Para el material de grano muy fino (< 75 µm), se requieren pruebas hidrométricas para caracterizar los componentes finos como limo o arcilla.

Un suelo de grano grueso se considera bien graduado si no hay exceso de partículas en ningún rango de tamaño. Esto reduce la cantidad de espacios vacíos entre partículas y permite un incremento de densidad, mayor potencial de compactación y menor permeabilidad del suelo. Un suelo mal graduado contiene partículas de tamaño excesivamente grande o pequeño, o una combinación de ambos. El resultado es un contenido con alto número de vacíos, lo que origina una baja densidad, compactación pobre y alta permeabilidad. La pendiente y forma generales de la distribución del tamaño de partícula se pueden describir por el coeficiente de uniformidad (Cu) según la siguiente relación:

10

60

DDCu = (A1)

donde D60 se refiere al tamaño de la partícula tal que el 60% del total de partículas son más pequeñas que dicho tamaño, y D10 se refiere al tamaño tal que el 10% del total de partículas son más pequeñas que dicho tamaño.

La grava bien graduada tiene un Cu mayor que 4, y la arena bien graduada tiene un Cu mayor que 6.

Tabla A1 Definición de los Componentes del Suelo (Golder 1993)

Grupo de Suelos Componente Plasticidad Rango de Tamaños de Partícula (mm)

Bloques No plástico > 300 Boleos - 300 - 75 Grava Gruesa - 75 - 19 Grava Fina - 19 - 4,75 Arena Gruesa - 4,75 - 2,00 Arena Mediana - 2,00 - 0,425 Arena Fina - 0,425 - 0,075

No cohesivos

Limo No plástico 0,075 - 0,002

Limo Arcilloso o Limo

El índice de plasticidad se ubica bajo la Linea2 ‘A’; límite líquido menor que 30 aprox.

< 0,075*

Arcilla Limosa El índice de plasticidad se ubica sobre la Linea2 ‘A’; límite líquido menor que 50

< 0,075* Cohesivos

Arcilla El índice de plasticidad se ubica sobre la Linea2 ‘A’; límite líquido mayor que 50

< 0,002*

1 Los rangos del tamaño de grano están basados en los límites del Sistema de Clasificación Unificado de Suelos, según lo establecido en ASTM D 2488-90.

2 Véase la Figura A1. * Los tamaños de partícula obtenidos mediante la distribución del tamaño de grano indican el elemento constituyente

del suelo. Si el material se comporta como arcilla, arcilla limosa, limo arcilloso o limo, esto depende de la plasticidad obtenida por medio de los límites de Atterberg.

53

Anexo A


A2.2 CONTENIDOS DE AGUA Y LÍMITES DE ATTERBERG

El suelo existe en tres estados: sólido/semi-sólido, plástico o líquido. La plasticidad es la capacidad que tienen los suelos de grano fino para sufrir una deformación no recuperable a un volumen constante sin agrietarse o desmoronarse. La plasticidad está controlada principalmente por el contenido natural de agua (w) del suelo, que se define de la siguiente manera:

s

w

MMw = (A2)

donde Mw es la masa total de agua en la muestra, y Ms es la masa de sólidos secos en la muestra.

Entre los contenidos habituales de agua saturada de los suelos se encuentran (Golder 2004):

Arena: w = 2 a 15 %

Limo: w = 10 a 30 %

Arcilla: w = 20 a 100 %

El contenido de agua en el cual el suelo pasa de comportamiento sólido a plástico es el límite plástico (wP) y el contenido de agua en el cual el suelo pasa de comportamiento plástico a líquido se denomina límite líquido (wL). El rango de plasticidad del contenido de agua se denomina índice de plasticidad (IP) según el cual:

PLP wwI −=(%) (A3)

El contenido de agua natural del suelo en relación con los límites líquido y plástico se puede representar por el índice de liquidez (IL):

P

PL I

wwI

−=(%) (A4)

Los límites plástico y líquido se conocen como límites de Atterberg, y la prueba apropiada está definida por la norma ASTM D-4318.

El índice de plasticidad se traza en función del límite líquido para los suelos de grano fino en relación con la Línea-A y el límite líquido (wL) de 50%, según se describe en la Figura A1, para definir el grado de plasticidad.

54

Anexo A


Figura A1 Diagrama de Plasticidad de Acuerdo con los Límites Líquido y Plástico de los Suelos de Grano Fino (ASTM D-4318)

A2.3 DENSIDAD Y RELACIONES DE FASE

Un espacio vacío de suelo puede incluir aire, agua (líquidos), o ambos. La combinación de estos elementos constituyentes se denomina la ‘fase’ del suelo. En la Tabla A2 se presentan varias fórmulas de relación de fase, las cuales se pueden utilizar para determinar la proporción de vacíos en el suelo, saturación, densidad seca y la densidad en masa con base en la masa, volumen y la gravedad específica de los elementos constituyentes del suelo.

Tabla A2 Derivación Simple de las Relaciones de Fase Básica

Supongamos que:

• Volumen de vacíos (Vv) • Volumen de sólidos (Vs) • Masa de agua (Mw) = SrVvρw • Masa de sólidos (Ms) = VsGsρw

Donde Sr = grado de saturación

ρw = densidad del agua (kg/m3)

Gs = gravedad específica de sólidos

Grado de saturación (vol. agua/vol. vacíos) v

wr V

VS = (Sr = 1 para suelos saturados)

Voids, e

Solid Particles, s

Vt

Vs

Vv Voids, e

Solid Particles, s

Vt

Vs

Vv Vacíos

Partículas sólidas (s)

55

Anexo A


Relación de vacíos (vol.vacíos/vol.sólidos) s

v

VV

e = ó swGe = si Sr = 1

Porosidad (vol. vacíos/ vol.total) t

v

VV

n = ó t

w

VV

n = , si Sr = 1

Densidad seca (masa de sólidos/ vol.total) w

s

t

sd e

GVM

ρρ+

==1

Densidad total (masa total/vol. total) wrs

ws

t

tt e

eSGewG

VM

ρρρ++

=++

==11

)1(

Peso unitario seco total (peso sólid./vol.total) ws

dd eG

g γργ+

==1

Peso unitario total (peso total/ vol.total) wrs

ws

tt eeSG

ewG

g γγργ++

=++

==11

)1(

A3. INVESTIGACIÓN DEL SITIO

Existen dos métodos estándar que son particularmente útiles para recopilar información in situ sobre las propiedades de resistencia del suelo durante la investigación del sitio. Entre ellos se encuentran:

• Prueba de penetración estándar • Prueba de corte de veleta

Estas pruebas deben cumplir con los siguientes procedimientos estándar ASTM, o equivalentes reconocidos por la DGAAM:

ASTM D 1586-84 Método estándar para el ensayo de penetración estándar y muestreo de suelos con caña partida

ASTM D 2573-72 Método de prueba estándar para el ensayo de corte de veleta en suelos cohesivos

A3.1 ENSAYO DE PENETRACIÓN ESTÁNDAR

El Ensayo de Penetración Estándar (SPT, siglas en inglés) se utiliza para evaluar la densidad relativa de un depósito de suelo. Utilizando un aparato de muestreo de caña partida de 35 mm de diámetro interior colocado en un depósito de suelo no disturbado, el muestreador se introduce 45 cm en el suelo mediante golpes, y se registra el número de golpes (realizados con un martillo de pistón de 63.5 kg, 760 mm) requeridos para introducir los 30 cm finales como un valor ‘N’ de resistencia de penetración estándar.

56

Anexo A


Usualmente se aplican correcciones al valor N medido para representar las variaciones en los niveles de esfuerzo del material de cobertura (así como otros factores, tales como proporción de energía, diámetro de la perforación, el método de muestreo y la longitud de la varilla); sin embargo, se considera que la más importante es la corrección del nivel de esfuerzos del material de cobertura. La siguiente fórmula se utiliza como una correlación aproximada de la presión del material de cobertura cuando se desarrolla la prueba a una profundidad bajo la superficie del suelo (McCarthy 1998, Seed et al. 1983):

VNC

σ1

= (A5)

donde CN se refiere al factor de corrección, y Vσ es la esfuerzo vertical efectivo del suelo de cobertura en toneladas/ft2 (1 tonelada/ft2 = 95.76 kPa).

El factor de corrección (CN) se aplica para el valor N medido en el campo, como sigue, para obtener Ncorregido:

campoNcorregido NCN = (A6)

La correlación empírica de los valores N del ensayo de SPT con densidad y resistencia son más confiables cuando el depósito de suelo es predominante de material no cohesivo (i.e., arena). Los suelos cohesivos (i.e., arcillas) pueden producir sesgos significativos en los valores-N debido a la estructura de grano fino, originando variaciones en la presión del agua intersticial (presión de poros); como tal, las correlaciones con la resistencia son menos confiables en estos tipos de suelos.

A3.2 PRUEBA DE CORTE DE VELETA

Esta prueba se utiliza para la estimación in situ de la resistencia no drenada de la arcilla intacta, completamente saturada, y no es apropiada para otros tipos de suelos, especialmente si la arcilla contiene arena o laminaciones de limo.

El aparato de la prueba de corte de veleta consiste en una veleta de acero inoxidable de cuatro paletas rectangulares delgadas colocadas en el extremo de una varilla de acero. La altura de la veleta (h) es igual al doble de su ancho total (d). La veleta y la varilla se introducen en la arcilla en la base de una perforación o de la calicata de prueba, a una profundidad mínima igual al triple del diámetro de la perforación. Se aplica torsión lentamente a la varilla hasta que la arcilla sea cortada por la rotación de la veleta. La resistencia al corte de la arcilla (no disturbada-no drenada) cu(und) se calcula con la expresión:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅=

62

32 dhdcT uπ (A7)

donde T es la torsión en la falla, cu es la resistencia al corte no drenada, d y h representan el diámetro y la altura de la veleta, respectivamente.

57

Anexo A


Después de la falla inicial por corte debido a la rotación de la veleta, el suelo es normalmente remoldeado (rotando manualmente la varilla 6 revoluciones completas como mínimo y luego permitiendo que la veleta se siente por un minuto como máximo) y después se puede volver a aplicar la torsión a la varilla suavemente. La torsión requerida para iniciar una segunda falla por corte en la arcilla puede ser aplicada a la Ecuación A7 para estimar la resistencia al corte no drenada-remoldeada (cu(rem)) de la arcilla.

Luego, la sensibilidad del suelo arcilloso (St) se calcula por medio de la siguiente expresión:

)(

)(

remu

natut c

cS = (A8)

A3.3 IDENTIFICACIÓN DE CAMPO

A continuación se analizan los criterios que se pueden aplicar para identificar la resistencia y densidad relativa de los suelos cohesivos y sin cohesión. Se espera que estos criterios se utilicen junto con los resultados de las pruebas de índices de clasificación tales como distribución del tamaño de grano, límites de Atterberg, contenidos de agua y densidad, para la caracterización del suelo.

Los criterios de identificación de campo comprenden resultados del ensayo de SPT y del ensayo de corte de veleta que se utilizarán como índice de correlación para resistencia/consistencia y densidad. Estas correlaciones se deberán evaluar con más precisión mediante una prueba de laboratorio.

A3.3.1 Suelos no cohesivos

Estos suelos no muestran comportamiento plástico, cualquiera sea su contenido de agua, y sus elementos constituyentes pueden ser de grano grueso o fino. Como se vio en la Tabla A1, los constituyentes de grano grueso, tales como bloques, boleos, grava y arena, son lo suficientemente grandes a simple vista (>0,075 mm), y el constituyente no cohesivo de grano fino (limo) está compuesto de partículas no plásticas menores de 0,075 mm. Se puede evaluar la densidad relativa de los suelos no cohesivos en el campo de acuerdo al criterio presentado en la Tabla A3. Este criterio está basado en la experiencia práctica y debe ser utilizado sólo como referencia.

Tabla A3 Densidad Relativa de los Suelos sin Cohesión (Golder 1993)

Densidad Relativa Identificación de Campo Valor1 N

Muy suelto Fácilmente penetrable con pala manual. 0 – 4

Suelto Fácilmente penetrable con una barra de 12 mm presionada manualmente. Fácilmente excavable con pala manual.

4 – 10

Compacto Fácilmente penetrable con una barra de 12 mm golpeada con un martillo de 2.25 kg. Difícil de excavar con pala de mano.

10 – 30

58

Anexo A


Denso Penetrable 30 cm con barra mediante golpes. Antes de excavar debe aflojarse con un pico. 30 – 50

Muy denso Penetrable sólo unos cuantos centímetros con barra mediante golpes. Muy difícil de excavar aún con un pico.

> 50

Nota: El número de golpes N sólo se debe usar como una aproximación.

A3.3.2 Suelos Cohesivos

Estos suelos muestran un comportamiento plástico, según lo definido por la prueba de límites de Atterberg, en un rango razonablemente amplio de contenido de agua. La plasticidad es controlada por la presencia y tipo de minerales de arcilla dentro del suelo. Los suelos cohesivos se clasifican como suelos de grano fino, tales como limo arcilloso, arcilla limosa o arcilla, principalmente de acuerdo a su grado de plasticidad. Se puede describir la consistencia del suelo cohesivo cualitativamente según las mediciones de la resistencia al corte no drenada (prueba de corte de veleta), valores de SPT medidos o el comportamiento del material. Los términos utilizados para describir la consistencia de los suelos cohesivos y su definición según la resistencia no drenada y las mediciones de campo se presentan en la Tabla A4. Este criterio está basado en la experiencia práctica y debe utilizarse sólo como referencia.

Tabla A4 Consistencia de Suelos Cohesivos (Golder 1993)

Consistencia Identificación de Campo Resistencia al Corte No Drenado2 - kPa Valor1 N

Muy suave Se escurre entre los dedos al apretarlo. < 12 0 – 2

Suave Se moldea con una suave presión de los dedos. 12 – 25 2 – 4

Firme Se moldea con una fuerte presión de los dedos. 25 – 50 4 – 8

Consistente Se marca con el pulgar. 50 – 100 8 – 15

Muy consistente Se marca con la uña del pulgar. 100 – 200 15 – 30

Duro Difícil de marcar con la uña del pulgar. >200 >30

Notas: 1. Los valores N del SPT no constituyen un método confiable para estimar la resistencia/consistencia de las

arcillas. 2. La relación entre la resistencia al corte no drenado, el valor N y la consistencia son sólo aproximaciones.

A4. PRUEBA DE RESISTENCIA AL CORTE EN LABORATORIO

La prueba de resistencia al corte en laboratorio se puede realizar en muestras representativas de suelo no disturbado para obtener parámetros relacionados con las características de resistencia al corte del suelo. Es importante que la alteración de las muestras de suelo sea minimizada durante el muestreo a fin de obtener resultados que sean representativos de las condiciones in situ. Habitualmente se realizan las siguientes pruebas de resistencia en laboratorio:

59

Anexo A


• Ensayo de corte directo. • Ensayos triaxiales.

Los ensayos anteriores deben cumplir con los siguientes estándares ASTM, o equivalentes reconocidos por la DGAAM:

• ASTM 3080-04 Ensayo de corte directo de suelos bajo condiciones consolidada drenada.

• ASTM 2850-03 Ensayo de compresión triaxial no consolidada no drenada para suelos cohesivos.

• ASTM D4767-04 Ensayo de compresión triaxial consolidada no drenada para suelos cohesivos.

A5. PRINCIPIOS DE MECÁNICA DE SUELOS

A continuación se presenta una breve revisión de los principios relacionados con la mecánica de suelos correspondiente al esfuerzo y resistencia del suelo. La teoría de la mecánica de suelos presentada es sólo una parte de lo que actualmente existe. Esta sección y la siguiente (Licuefación y Arcillas Sensibles) constituyen sólo una introducción a los conceptos de ingeniería de mecánica de suelos. Para mayores detalles el lector deberá remitirse a cualquier texto de mecánica de suelos, tal como Badillo & Rodriguez (2000), Craig (1997), Lambe & Whitman (1969) o McCarthy (1998).

A5.1 ESFUERZO EFECTIVO

Los esfuerzos verticales transmitidos a las partículas del suelo a una profundidad (d) son proporcionales al peso del suelo sobre dicha superficie, de acuerdo con la siguiente relación:

γσ dv = (A9)

donde vσ es el esfuerzo vertical que se experimenta en la profundidad d, y γ es el peso unitario promedio total del suelo sobre dicha profundidad.

Si existe una napa freática a la profundidad (z) bajo la superficie del suelo pero sobre la profundidad (d) de la partícula del suelo en cuestión, la napa freática transmite un efecto flotante dentro de las partículas del suelo denominado presión intersticial1 (u). El esfuerzo que experimentan las partículas de suelo bajo la influencia de la presión intersticial se denomina esfuerzo vertical efectivo ( '

vσ ), y se puede calcular de acuerdo a lo siguiente:

wvv zdu γγσσ −=−=' (A10)

donde wγ se refiere al peso unitario del agua (9,81 kN/m3).

1 También llamada presión de poros.

60

Anexo A


A5.2 RESISTENCIA AL CORTE

La resistencia al corte (τ ) de un suelo se puede expresar mediante el criterio de falla de Mohr-Coulomb, dada la siguiente expresión:

''' tanφστ nc += (A11)

donde 'c , y 'φ , se refieren a la cohesión efectiva y al ángulo de fricción efectivo, respectivamente. El esfuerzo normal efectivo '

nσ , es el esfuerzo que actúa perpendicularmente al plano de corte.

El ángulo de fricción máximo es el componente de la resistencia a la fricción cuando se aplica el esfuerzo, pero al inicio del corte (cuando las deformaciones son pequeñas), y el ángulo de fricción final es el componente de resistencia a la fricción una vez que se produce el corte o la deformación (cuando las deformaciones son mayores). A continuación se presentan algunos valores típicos de ángulos de fricción:

Ángulo φ (°) Tipo de Suelo

Final Máximo

Mezcla de arena y grava 33 - 36 40 - 50

Arena bien gradada 32 - 35 40 - 50

Arena fina a media 29 - 32 32 - 35

Arena limonítica 27 - 32 30 - 33

Limo (no plástico) 26 - 30 30 - 35

(Fuente: McCarthy 1998).

A5.3 SENSIBILIDAD DE LAS ARCILLAS

Sensibilidad (St) es el término utilizado para describir la susceptibilidad de las arcillas a la reducción de su resistencia con la deformación, y puede ser calculada en base a su resistencia no alterada–no drenada comparada con su resistencia remoldeada–no drenada, como se ve a continuación:

)(

)(

remu

natut c

cS = (A12)

donde cu(nat) y cu(rem) son las resistencias no drenadas, no alteradas y remoldeadas respectivamente.

La resistencia al corte no drenado puede ser mejor estimada in situ utilizando el ensayo de corte de veleta, según se discutió previamente en la Sección A3-2.

61

Anexo A


A6. LICUEFACCIÓN Y ARCILLAS SENSITIVAS

La licuefacción se refiere a la reducción de la resistencia y rigidez de los suelos debido al aumento de la presión del agua intersticial, la cual reduce las fuerzas de contacto intergranular y reduce el esfuerzo efectivo en el suelo. El contacto entre partículas proporciona resistencia y rigidez al suelo en forma de cohesión y fricción.

El exceso de las presión de poros combinado con una fuerza disturbadora (e.g., eventos sísmicos) actúa para eliminar o al menos reducir la interacción entre partículas. La disturbación inicial causa un cambio menor y una nueva disposición de las partículas del suelo, lo que da como resultado una pérdida del volumen de la masa total de suelo. La pérdida del volumen trae como resultado un exceso de presiones de agua intersticial, lo que hace que las partículas queden momentáneamente en suspensión (i.e., los esfuerzos efectivos pueden aproximarse a cero). Cuando las partículas están en suspensión el suelo se comporta más bien como un líquido, de allí el término “liquefacción”.

Existen dos tipos de licuefacción: licuefacción por carga cíclica y licuefacción por deformación-ablandamiento (flujo). Ambos fenómenos están muy relacionados, pero son intrínsecamente diferentes.

La licuefacción por carga cíclica se refiere a la reducción de la rigidez y de la resistencia al corte debido al incremento cíclico de las presiones del agua intersticial. Este incremento puede ocurrir la mayoría de las veces debido a la propagación de la velocidad de la onda sísmica en el suelo u otras vibraciones basadas en estímulos, tales como voladura o carga dinámica con maquinaria pesada.

La deformación-ablandamiento, también conocida como licuefacción de flujo o “arcillas sensitivas” es la pérdida de la resistencia y rigidez debido al corte y remoldeo unidireccional de las partículas del suelo, habitualmente como resultado de un evento mayor de corte unidireccional producido por un terremoto, rebote isostático o pérdida del esfuerzo efectivo.

A6.1 LICUEFACCIÓN DE SUELOS NO COHESIVOS

Las siguientes “reglas prácticas” se aplican a las arenas y arenas limosas sueltas y no cohesivas, las cuales probablemente tengan potencial de licuefacción: (Golder 2004)

• Saturación (Sr) ≈ 100 %, y; • Tamaño de partícula: Coeficiente de uniformidad (Cu) ≤ 15, y; • Tamaño de partícula: 0,05 ≤ D50 ≤ 1,5 mm, y; • Esfuerzos verticales efectivos: σν' ≤ 200 - 200 kPa

Si se cumplen los criterios anteriores para un suelo sin cohesión suelto o muy suelto, es necesario realizar mayores investigaciones y pruebas para evaluar el potencial de licuefacción.

La evidencia empírica proveniente de estudios realizados en China sugiere que la vulnerabilidad de los depósitos arenosos a los eventos de licuefacción se puede correlacionar razonablemente bien con la resistencia a la penetración del ensayo de SPT corregida para una profundidad (N1=Ncorregido). El valor N corregido se puede

62

Anexo A


comparar después con el valor N crítico (Ncrítico) para la evaluación del potencial de licuefacción de acuerdo a la siguiente relación (Seed et al 1983, McCarthy 1998):

( ) ( ) ( )[ ]arcilladdNN wscrítico %07.0205.03125.01 −−−−+= (A13)

donde ds y dw se refieren a la profundidad de la capa de arena y a la napa freática, respectivamente (en metros). La expresión N es una función de la intensidad sísmica pronosticada para el área de acuerdo a la intensidad de Mercalli Modificada, presentada de la siguiente forma:

Intensidad de Mercalli Modificada N (en golpes por pie) ≈ VII 6

≈ VIII 10

≈ IX 16

Nuevamente, los criterios anteriores servirán de base para determinar si se deberán realizar estudios más detallados, los cuales pueden requerir mayor investigación y pruebas de campo.

A6.2 LICUEFACCIÓN DE SUELOS COHESIVOS

Generalmente se utilizan los Criterios Chinos Modificados (Wang 1979) para estimar el potencial de licuefacción de suelos cohesivos. Estos criterios comprenden lo siguiente:

• Arcillas que se ubican sobre la Línea A (Carta de plasticidad, Figura A1), y; • Menos del 15 % de finos que pasan por un tamiz de 0,005 mm (D15 ≥ 5 µm), y; • Límite líquido: wL ≤ 35 %, y; • Contenido de agua: w ≥ 0,9 wL.

Recientes investigaciones señalan que los Criterios Chinos Modificados quizá no sean lo suficientemente conservativos para evaluar suelos cohesivos potencialmente licuables. Mediante retroanálisis de eventos de licuefacción actuales, el Centro Nacional de Investigación de Ingeniería de Terremotos (NCEER, siglas en inglés) ha propuesto criterios actualizados para la evaluación de suelos cohesivos potencialmente licuables. Estos criterios se grafican en la carta de plasticidad modificada de la Figura A2.

Si se observa que un suelo cohesivo tiene propiedades que lo hacen potencialmente susceptible a eventos de licuefacción, se deberán realizar mayores investigaciones, pruebas y análisis.

A6.3 ARCILLA SENSITIVAS

Las arcillas altamente sensitivas se derivan habitualmente de los sedimentos de grano fino depositados originalmente en ambientes marinos y salinos y posteriormente sometidos a lixiviación con agua fresca. Los sedimentos depositados en estas condiciones tienen partículas que son floculadas e inestables con una proporción alta

63

Anexo A


de vacíos, lo que las hace susceptibles a la contracción y licuefacción en casos de alteración. Esta sensibilidad habitualmente se debe a la desalinización de la arcilla por lixiviación. A medida que la arcilla pierde salinidad, los lazos entre partículas se debilitan y las partículas se hacen más susceptibles al colapso.

Figura A2 Recomendaciones del NCEER Respecto a los Tipos de Suelo Cohesivo Potencialmente Licuables (Seed 2003)

Esta sensibilidad al colapso se puede calificar utilizando la relación de resistencia a la sensibilidad (St) presentada en la Sección 5.3, la cual relaciona la resistencia no alterada con la resistencia remoldeada de la arcilla. La sensibilidad de las arcillas en términos de la relación de sensibilidad es como sigue: (McCarthy 1998)

No sensible: St ≤ 2

Moderadamente sensible: 2 ≤ St ≤ 4

Sensible: 4 ≤ St ≤ 8

Muy sensible: 8 ≤ St ≤ 16

Movediza: St ≥ 16

Las arcillas de mayor preocupación son aquellas muy sensibles (St > 8).

Un resumen de las propiedades de sensibilidad de arcillas, analizada a partir del retro análisis de flujo de deslizamientos, ha proporcionado criterios adicionales. Como se ha podido ver en estos casos, las arcillas sensibles tienen habitualmente las siguientes características (Mitchell et al 1973):

• baja plasticidad; • consistencia suave a firme antes del remoldeo, muy blanda después del remoldeo; • índice de liquidez mayor que 1,0; y

64

Anexo A


• valores St de 10 a 200.

Una baja resistencia residual (remoldeado) es habitual en las arcillas sensibles. Lerouil et al (1996) sugiere que para que ocurra deslizamiento de flujo, Su(rem) es menor que 1 kPa ó IL es mayor que 1,2 %. También se utiliza como estimación una salinidad baja en el agua de poros < 3 de gr/litro debido a pérdida de salinidad por lixiviación (Tavenas 1984).

A7. COMPACTACIÓN

A7.1 CONTROL DE LA HUMEDAD

Como se puede revisar en la literatura técnica, la influencia de la humedad del suelo en el proceso de compactación es importante, de esta manera es imprescindible la presentación del control del contenido de humedad de la capa granular objeto de la compactación en un diseño de pilar corona.

Si esto no se realizase, las variaciones de humedad que se producen después de la construcción, al provocar cambios de volumen con determinados tipos de suelos, pueden producir deformaciones del relleno. La humedad de referencia que se suele tomar es la óptima que se obtiene en el ensayo Proctor Normal. Esta humedad, en la mayor parte de las capas granulares, suele ser similar a la que tendría dicha capa pasado un cierto tiempo después de su construcción. Por lo tanto si la construcción se realizase con esta humedad se evitarían cambios de humedad importantes desde la construcción hasta que la capa granular alcance su humedad de equilibrio final.

En relación a la humedad de la capa granular antes de la compactación y a la humedad óptima, cabe indicar lo siguiente:

• Existen problemas cuando el material de la capa granular, llega al lugar donde será dispuesto con poca humedad. Se debe de determinar cuál es la humedad que tenía antes en el terreno o en el acopio, ya que puede suceder que durante las fases de extracción, transporte y colocación, el suelo pierda demasiada humedad. Si esto es así, un nuevo estudio de laboratorio de estas operaciones puede reducir o eliminar el problema.

• Como última opción, el añadir agua se debe hacer cuanto antes en la cadena de extracción o formación, acopio y colocación del relleno. Esta medida se realiza sobre el material extendido y debe de efectuarse con un equipo adecuado que distribuya el agua uniformemente en toda la capa de material de relleno utilizando maquinaria apropiada.

Los problemas que pueden surgir por no corregir la humedad son los siguientes:

• Materiales con curvas de compactación (relación humedad de compactación-densidad seca) con máximos muy pronunciados, y por lo tanto muy sensibles en los resultados obtenidos a la humedad utilizada.

• Los suelos expansivos en especial son muy sensibles a las variaciones de humedad. • El efecto de compactación del lado seco no garantiza la uniformidad en el fondo de la

capa.

65

Anexo A


• Al colocar capas secas y con no excesiva densidad se corre el riesgo de que se produzcan asentamientos de consideración con lluvias importantes, infiltraciones o con inundaciones.

A7.2 CONTROL DE LA COMPACTACIÓN

Brevemente, el control de la compactación se puede realizar de tres formas diferentes:

• Control del proceso de ejecución Este tipo de control consiste en controlar la forma en que se va a ejecutar la compactación fijando, según las características del suelo y del tipo de maquinaria a emplear, el espesor de capa y número de pasadas que se deben efectuar hasta dar por terminada la compactación.

• Control del producto terminado En este caso se establecen las condiciones que debe cumplir el material que compone el relleno una vez colocado. En general se utiliza la densidad seca del material colocado como un porcentaje de la densidad máxima obtenida en el laboratorio según el Proctor normal o Proctor modificado.

Más preciso es calcular directamente los módulos de elasticidad de las capas mediante los ensayos de la placa de carga o del deflectómetro de impacto.

• Control a posteriori Es un tipo de control no recomendable pero que a veces es necesario realizar correctamente porque existe alguna duda del resultado final de la compactación o por no haberse realizado previamente ninguno de los controles indicados anteriormente.

Para este proceso se pueden realizar calicatas que permiten analizar la compactación obtenida, aunque luego es preciso rellenarlas y compactarlas a niveles similares al resto de la capa. También es posible utilizar cualquier ensayo similar a los que se realizan para analizar capacidad portante de terrenos para cimentaciones, como el penetrómetro dinámico (DPL).

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Anexo A


A8. REFERENCIAS

Badillo, J. & Rodriguez R. (2000). Mecánica de Suelos – Tomo 2 Teoría y Aplicaciones de la Mecánica de Suelos, Limusa Noriega Editores, México DF, México, 702 p.

Craig, R.F., 1997, Soil Mechanics – Sixth Addition, Spon Press Taylor & Francis Group, New York. pp 113-115.

Golder Associates, 1993, Field Procedures Manual, Golder Associates Ltd., Mississauga pp 108, A3-A11.

Golder Associates, Cours Sur La Conception des Barricades dans les Mines Souterraines, Montreal, May 2004.

Lambe, W. & Whitman, J. (1969). Soil Mechanics, John Wiley & Sons Inc Ed., Massachusetts, USA, 547 p.

Lerouiel, S. et al, 1996, “Geotechnical Characterisation of Slope Movements”. Proceedings on the Seventh International Symposium on Landslides, Trondheim, Norway, Bolkema Rotterdam, Vol 1, pp 53-74.

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Wang, W. 1979, “Some Findings in Soil Liquefaction”, Research Report, Water Conservancy and Hydroelectric Power Scientific Institute, Beijing, August.

67

Anexo B


Anexo B

Clasificación del Macizo Rocoso

69

Anexo B


Sección Página B1. Introducción....................................................................................................... 71 B2. Recolección de Datos Geotécnicos................................................................. 71

B2.1 Definición de un Macizo Rocoso ........................................................... 71 B2.2 Investigación del Sitio ............................................................................ 72

B2.2.1 RQD Obtenido del Registro de Testigo.................................................... 72 B2.2.2 RQD Obtenido del Mapeo de Paredes..................................................... 75 B2.2.3 Resistencia y Meteorización..................................................................... 76

B2.2.3.1 Índice de Dureza ISRM.............................................................. 77 B2.2.3.2 Índice de Resistencia de Carga Puntual.................................... 78 B2.2.3.3 Índices de Meteorización y/o Alteración .................................... 79

B2.2.4 Datos de Discontinuidad .......................................................................... 80 B2.2.4.1 Frecuencia de Fracturas y Espaciamiento................................. 81 B2.2.4.2 Orientación de las Discontinuidades.......................................... 81 B2.2.4.3 Condición de la Superficie a lo largo de las Discontinuidades .. 81

B3. CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO........................................................ 84 B3.1.1 Sistema RMR de Bieniawski .................................................................... 85 B3.1.2 Ejemplo: Aplicación del RMR en la Evaluación del Macizo Rocoso........ 85 B3.1.3 Índice Q del Sistema de Barton................................................................ 87 B3.1.4 Ejemplo: Aplicación del Sistema Q en la evaluación del Macizo

Rocoso 90 B3.1.5 Correlación RMR & Sistema Q................................................................. 91

B4. APLICACIONES DE LA CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO ................ 91 B4.1.1 Criterios de Diseño Empírico.................................................................... 92 B4.1.2 Uso del Sistema RMR de Bieniawski para el Diseño............................... 92 B4.1.3 Uso del Sistema Q de Barton para el Diseño .......................................... 92

B4.2 Derivación de Parámetros del Macizo Rocoso..................................... 93 B4.2.1 Propiedades Elásticas.............................................................................. 94 B4.2.2 Criterio de Falla Generalizado de Hoek-Brown (Hoek 2002)................... 94 B4.2.3 Criterio de Falla de Mohr-Coulomb .......................................................... 97

B5. REFERENCIAS................................................................................................... 99 LISTA DE TABLAS

Tabla B1 Datos de Resistencia para la Roca Intacta (Bieniawski, 1973).................. 77 Tabla B2 Estimación en Campo de la Dureza de la Roca que Representa la

Resistencia de la Roca Intacta (ISRM, 1981) ............................................ 78 Tabla B3 Clasificación de la Meteorización de la Roca (ISRM 1981) ....................... 80 Tabla B4 Valores para la Condición de las Discontinuidades (Bienawski 1976) ...... 82 Tabla B5 Guía para la Clasificación de Discontinuidades (Bieniawski 1976/1989

RMR).......................................................................................................... 82 Tabla B6 Parámetros de Discontinuidad del Sistema Q, Descripciones y Valores

Asignados (Barton et al. 1974)................................................................... 84 Tabla B7 Sistema de Valoración del Macizo Rocoso RMR76 (Bieniawski 1976)....... 86 Tabla B8 Índice del Sistema Q (Barton et al. 1974) .................................................. 88 Tabla B9 Valores Típicos para mi para el Criterio de Hoek y Brown (1988) ............. 95 Tabla B10 Cálculo de Constantes mb/mi, s y a para el Criterio de Hoek & Brown

(1988) (Hoek et al., 1995) .......................................................................... 98 Tabla B11 Guías para el Cálculo del Factor D de Disurbación para Excavaciones

Subterráneas (Hoek et al., 2002) ............................................................... 99

70

Anexo B


LISTA DE FIGURAS

Figura B1 Ejemplo de una hoja de Registro de Testigos ........................................... 73 Figura B2 Ejemplo de una Hoja de Mapeo Geotécnico.............................................. 74 Figura B3 Procedimientos RQD de Registro de Testigos .......................................... 75 Figura B4 Estimación del RQD Equivalente (RQDW) de una Cara Expuesta de la

Roca (Hutchinson & Diederichs, 1996) ...................................................... 76 Figura B5 Representación Ilustrativa de Rugosidad de las Juntas (Barton, 1987) ... 83 Figura B6 Relación entre Tiempo de Autosoporte, Espaciamiento del Techo y

RMR (Bieniawski, 1989)............................................................................. 93

71

Anexo B


B1. INTRODUCCIÓN

Como parte del proceso de diseño del tapón y evaluación de la estabilidad del pilar corona, es necesario el uso de un esquema de clasificación del macizo rocoso.

Para el diseño del tapón o para evaluar la competencia del pilar corona, se debe caracterizar el macizo rocoso para proveer de una base para el estimado de la resistencia y propiedades de deformación del macizo rocoso. También es de mucha utilidad una completa clasificación del macizo rocoso ya que el procedimiento sirve como una lista de verificación para asegurar que se haya considerado toda la información relevante durante el proceso de evaluación del diseño.

Con el fin de obtener datos reales de relevancia para la clasificación del macizo rocoso, se requiere una evaluación del sitio para caracterizar el macizo rocoso. El tipo de investigación apropiado dependerá del macizo rocoso, su ubicación y la facilidad de acceso para inspeccionar la zona adecuadamente. Si el acceso es difícil, entonces los datos se deberán obtener a través de testigos de perforación, de lo contrario sólo será suficiente un mapeo de inspección de campo. Los datos a recolectar podrían incluir ensayos de laboratorio de resistencia y deformación y ensayos de permeabilidad en campo.

Los dos esquemas de clasificación del macizo rocoso más comúnmente utilizados son el sistema de Valoración del Macizo Rocoso (RMR, siglas en inglés) de Bieniawski (Bieniawski 1976) y el sistema del Indice Q de Barton (Barton et al. 1974). Ambos son sistemas con base empírica que requieren datos geotécnicos similares para producir interpretaciones similares del comportamiento del macizo rocoso. Por lo tanto, estos sistemas pueden ser aplicados como guía para el diseño empírico, así como para obtener estimaciones de los parámetros de resistencia del macizo rocoso.

B2. RECOLECCIÓN DE DATOS GEOTÉCNICOS

La finalidad de una investigación geotécnica del sitio es determinar las características del macizo rocoso en cuanto a sus propiedades. Los aspectos necesarios para realizar una adecuada investigación geotécnica del sitio se presentan a continuación.

B2.1 DEFINICIÓN DE UN MACIZO ROCOSO

Un macizo rocoso es el resultado de bloques de roca intactos que se encuentran juntos en un macizo en forma de bloque. La resistencia y comportamiento de todo el macizo rocoso está controlado por el material de roca intacta en combinación con la frecuencia y características de los planos de debilidad.

Un macizo rocoso puede estar conformado por más de un dominio. Un dominio geotécnico es una zona dentro del macizo rocoso que contiene propiedades similares, y cada dominio tendrá una estructura geológica. Es necesario identificar la variedad de dominios y estructuras geotécnicas dentro de un macizo rocoso que pueda impactar el diseño del pilar corona o el tapón. Las características de un dominio geotécnico incluyen:

72

Anexo B


• Características geotécnicas similares de los planos de debilidad – particularmente orientación, espaciado y propiedades de resistencia cortante ;

• Grado de meteorización y/o alteración; • Resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta; • Módulo de deformación del macizo rocoso; • Esfuerzo de la roca en campo (pre-minado y esfuerzo inducido en campo); y • Permeabilidad del macizo rocoso.

De las anteriores propiedades, los planos de debilidad, el grado de meteorización/alteración, y la resistencia pueden ser evaluados en un grado razonable de confiabilidad a través de una investigación de campo estándar que involucra el registro de testigos o mapeo. Los ensayos de campo o laboratorio son necesarios para definir la resistencia, módulo de deformación, esfuerzo de la roca en campo y permeabilidad del macizo rocoso.

B2.2 INVESTIGACIÓN DEL SITIO

Los siguientes son procedimientos para la recolección de las propiedades relevantes del macizo rocoso relacionadas con la investigación del sitio.

En la Figura B1 se muestra un ejemplo de una hoja estándar de registro de testigos, y en la Figura B2 una hoja estándar de mapeo de paredes.

B2.2.1 RQD Obtenido del Registro de Testigo

La Designación de la Calidad de Roca (Rock Quality Designation - RQD) es un índice cuantitativo que se obtiene del testigo de perforación diamantina. Considera sólo las piezas de testigos de roca dura y sana de 100 mm o mayor longitud. Las de menor longitud son ignoradas (ver Figura B3 como ejemplo). El RQD se calcula de la siguiente manera:

testigodellongitud

másommdesegmentosdelongitudRQD 100100×= (%)

Se deben utilizar testigos de por lo menos 50 mm de diámetro. Si se utilizan testigos de menores o mayores diámetros, la longitud nominal de 100 mm deberá modificarse para que corresponda a dos veces el diámetro del testigo.

Es importante distinguir entre las fracturas mecánicas o naturales encontradas en el testigo. Una fractura mecánica causada por la manipulación no debe afectar adversamente el índice de RQD. Los tramos del testigo con fracturas mecánicas deberán aproximarse a una unidad sólida con el fin de llegar a un valor RQD que refleje la calidad del macizo rocoso in situ.

73

Anexo B


Figura B1 Ejemplo de una hoja de Registro de Testigos R

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74

Anexo B


Figura B3Ejemplo de una Hoja de Mapeo Geotécnico

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75

Anexo B


Figura B5Procedimientos RQD de Registro de Testigos

B2.2.2 RQD Obtenido del Mapeo de Paredes

La medición del índice de RQD también puede ser adaptada para el mapeo de paredes de discontinuidades. Cuando se realice el mapeo lineal en las paredes de la labor subterránea, el RQD puede ser evaluado aproximadamente usando la siguiente ecuación:

RQD = 115 - 3.3 Jv (aprox.) (B1)

(RQD = 100; para JV < 4.5)

El conteo volumétrico de discontinuidades “Jv” está definido como la suma del número de discontinuidades por metro cúbico para todas las discontinuidades presentes. El número de discontinuidades de cada conjunto deberá estar contabilizado a distancias apropiadas (e.g., 5 m o 10 m a lo largo de una dirección perpendicular al rumbo del conjunto de discontinuidades.

De manera alternativa, se puede usar el inverso del espaciado verdadero representativo para cada conjunto, de la siguiente manera:

.etcJ3 ntoEspaciamie

J3dNo.J2 ntoEspaciamie

J2dNo.J1 ntoEspaciamie

J1dNo.Jv +++=juntasejuntasejuntase

(B2)

Hay que señalar que se deberá usar el espaciamiento verdadero y no el espaciamiento aparente producido por la intersección oblicua con la pared de roca. Esta medida es válida para macizos rocosos de 3 o más conjuntos de juntas bien desarrolladas.

76

Anexo B


Otro método simple para calcular el RQD consiste en usar una regla graduada de 2 m de largo colocada en la cara de una roca expuesta como se puede apreciar en la Figura B4 (Hutchinson & Diederichs, 1996). Hay que resaltar que se puede usar la misma cinta utilizada para el mapeo lineal. El RQD se calcularía añadiendo la longitud de todos los espacios entre juntas o entre planos de estratificación mayores a 10 cm y dividiéndola entre la longitud de la regla usada. Cuando se hace la estimación del RQD para un macizo rocoso no disturbado, se debe tener cuidado de considerar sólo discontinuidades in situ y no grietas de tensión inducidas y fracturas relacionadas con voladuras. Ignorar cualquier fractura que tenga menos de 0.5 m de longitud. El RQDw es un estimado de la calidad del macizo rocoso post excavación que podría ser un límite inferior para la calidad de la roca local cuando se compara con el RQD obtenido del registro de testigos.

Figura B6 Estimación del RQD Equivalente (RQDW) de una Cara Expuesta de la Roca (Hutchinson & Diederichs, 1996)

B2.2.3 Resistencia y Meteorización

Para los propósitos de la clasificación del macizo rocoso, la resistencia de la roca se registra durante la investigación del sitio en términos de su Resistencia a la Compresión Uniaxial o Resistencia a la Compresión No Confinada (Uniaxial Compression Strenght - UCS) en MPa.

La meteorización y alteración (química/hidrotermal) de la roca también deberá ser registrada durante la investigación de sitio, ya que típicamente proporciona un medio cualitativo de predicción de la resistencia en base a la degradación de la roca.

Existen diversos métodos directos e indirectos para obtener el UCS, incluyendo:

• Ensayos de Laboratorio de UCS de los testigos;

77

Anexo B


• Ensayos de Carga Puntual (Point Load Test - PLT) de los testigos o los fragmentos de roca; o

• Ensayos de índices de resistencia usando la escala de índice de dureza del ISRM (International Society of Rock Mechanic).

En la Tabla B1 se muestra un rango típico de los valores de UCS para los diversos tipos de roca como referencia.

Tabla B1 Datos de Resistencia para la Roca Intacta (Bieniawski, 1973)

Resistencia a la Compresión Uniaxial (MPa) Tipo de Roca Min. Max. Promedio

Tiza 1.1 1.8 1.5 Sal en roca 15 29 22.0

Carbón 13 41 31.6 Limolita 25 38 32.0 Esquisto 31 70 43.1 Pizarra 33 150 70.0 Lutita 36 172 95.6

Arenisca 40 179 95.9 Lodolita 52 152 99.3 Mármol 60 140 112.5 Caliza 69 180 121.8

Dolomía 83 165 126.3 Andesita 127 138 128.5 Granito 153 233 188.4 Gneiss 159 256 195.0 Basalto 168 359 252.7 Cuarcita 200 304 252.0 Onlerita 227 319 280.3 Gabro 290 326 298.0 Chert 587 683 635.0

B2.2.3.1 Índice de Dureza ISRM

La escala de dureza de la Tabla B2 debería ser utilizada para estimación de la resistencia de la roca en campo. Estos procedimientos básicos pueden aplicarse al registro de testigos o a investigaciones de mapeo de paredes. Las clasificaciones se basan en simples ensayos mecánicos que pueden realizarse fácilmente en campo. La dureza promedio ponderada de todo el intervalo del registro deberá tomarse a la mitad del intervalo más cercano, e.g., R2.5 (R2.5 sería de R2 a R3).

Los detalles de zonas fracturadas, deberán registrarse por separado en el Registro Gráfico y en la Descripción de Ingeniería. Siempre que sea posible, todo el rango de los ensayos deberá usarse para determinar la dureza, incluyendo el golpe del testigo con un martillo de geólogo, raspado y pelado con una cuchilla y rayaduras con la uña del dedo pulgar, según los procedimientos descritos en la tabla.

78

Anexo B


Tabla B2 Estimación en Campo de la Dureza de la Roca que Representa la Resistencia de la Roca Intacta (ISRM, 1981)

Grado Descripción Identificación en Campo

Rango Aprox. de Resistencia a la

Compresión Uniaxial

Mpa

R0 Roca

Extremadamente débil

La roca puede ser marcada con la uña del pulgar. 0.25 -1

R1 Roca muy débil

Se puede dar forma al material o escarbarse con la cuchilla de bolsillo. Se desintegra al golpe firme con la punta de la picota.

1.0 – 5.0

R2 Roca débil

La cuchilla corta el material pero es muy duro como para darle forma de especimenes triaxiales o el material puede escarbarse difícilmente con una cuchilla de bolsillo. Leves indentaciones (< 5mm) se pueden realizar con golpe firme con la punta de la picota.

5.0 - 25

R3 Roca

moderadamente dura

No puede rasparse o escarbarse con una cuchilla de bolsillo. Las muestras de mano pueden fracturarse con un solo golpe firme de picota.

25 - 50

R4 Roca dura Las muestras de mano requieren más de un golpe de picota para fracturarse.

50 - 100

R5 Roca muy dura La muestra requiere muchos golpes de picota para romper los especimenes de roca intacta (o para fracturarla).

100 - 250

R6 Roca

extremadamente dura

Los repetidos golpes de picota solo obtienen esquirlas. > 250

Nota: 1. Las muestras de mano deberán tener una altura ≅ 2 veces su diámetro. 2. Los materiales con resistencia a la comprensión uniaxial menor a 0.5 MPa y los materiales sin cohesión deberán

ser clasificados usando el sistema de clasificación de suelos. 3. Es probable que las rocas con resistencia a la compresión uniaxial por debajo de 25 MPa (i.e., menor que R2) den

resultados muy ambiguos en las pruebas de carga puntual.

Es muy importante observar que la cuchilla de bolsillo (o lapicero de dureza) y la picota son necesarios para esta tarea. Hasta la fecha, la experiencia muestra que esta simple observación proporciona una solución de bajo costo para la recolección de datos de resistencia de la roca intacta, siempre que las resistencias sean calibradas con ensayos de laboratorio.

B2.2.3.2 Índice de Resistencia de Carga Puntual

El ensayo de carga puntual (PLT) es un método cuantitativo para calcular la resistencia de la roca. El PLT tiene un menor costo y es más fácil de realizar que los ensayos de UCS, permitiendo una mayor frecuencia de ensayos. Estos ensayos pueden realizarse junto con el índice de resistencia ISRM para validar las estimaciones en campo.

Se deben tratar de ensayar todas las muestras representativas del macizo rocoso en lugar de concentrarse en aquellas que son más fáciles de ensayar. Deben llevarse a cabo tanto ensayos axiales como diametrales para obtener una medida de las

79

Anexo B


anisotropías. Podría requerirse una sierra de roca para facilitar la preparación de las muestras para los ensayos axiales.

La muestra no debe presentar discontinuidades, o debe ser ensayada en forma perpendicular a un plano de debilidad, donde la superficie de falla ocurre a través de la roca intacta. Si la muestra falla a lo largo de un plano de debilidad, el ensayo se anula. Una muestra con forma irregular puede ser ensayada, pero el diámetro nominal de la muestra debe ser mayor a 2.5 cm. Si la dureza promedio del intervalo registrado es menor o igual a R1.5 (resistencia ≤ 5MPa), entonces el material es demasiado frágil para obtener un resultado válido del ensayo. En otras palabras, no se debe ensayar ese intervalo. Una muestra que se deforma cerca de los puntos de carga antes de romperse también es demasiado suave y también debe anularse. La información que debe incluirse como parte de todos los ensayos de resistencia índice de carga puntual es la naturaleza de la falla y si esta ocurrió a través de la roca intacta o prematuramente a lo largo de la junta.

Los valores del Índice de Resistencia de Carga Puntual (Is50) corregidos para un espécimen de testigo de 50 mm de diámetro se obtienen usando la siguiente fórmula (ISRM, 1981):

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⎜⎝⎛

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donde :

• De es el diámetro equivalente e igual al diámetro del espécimen (D) para los ensayos diametrales o 4AD/π para los ensayos axiales. (A = longitud de la muestra)

• Is50 es el índice de resistencia de carga puntual • P es la carga puntual aplicada a la falla.

El valor de Is50 puede correlacionarse con las resistencias UCS si los ensayos de UCS se realizan sobre muestras tomadas de los mismos tipos de roca, profundidades, resistencias, y alteraciones. Los factores de correlación pueden variar significativamente dependiendo del tipo de roca.

B2.2.3.3 Índices de Meteorización y/o Alteración

El grado de meteorización describe la descomposición de la roca por el proceso de erosión mientras que la alteración hidrotermal y/o supergénica describe la alteración y descomposición de la roca intacta por procesos químicos.

El proceso de meteorización tiende a penetrar desde la superficie hasta cierta profundidad en el macizo rocoso. Por otro lado, la alteración hidrotermal puede afectar la resistencia de la roca a una mayor profundidad (algunas veces creando el llamado “halo” de alteración).

El grado de meteorización, alteración hidrotermal, argilización u otras formas de alteración pueden causar una reducción en la resistencia y competencia de la roca. Por ello, es importante registrar el grado de meteorización o alteración representativa de las condiciones promedio por corrida, a menos que se presente dentro de la corrida

80

Anexo B


de perforación un tramo significativo de roca de diferente grado de meteorización. La Tabla B3 describe el grado de meteorización según el ISRM (1981). Éste proporciona una medida cualitativa del grado de meteorización para el material de roca original. La misma tabla puede adaptarse para definir el grado de alteración de la roca.

Tabla B3 Clasificación de la Meteorización de la Roca (ISRM 1981)

Término Símbolo Descripción Extensión de la Decoloración

Condición de la Fractura

Características

Superficiales Fresca (FW)

W1 Sin signos visibles de meteorización

Ninguna Cerrada o Decolorada

Sin cambios

Levemente Meteorizada

(SW) W2

La Decoloración indica meteorización de la roca en la superficie de las discontinuidades. Menos del 5% de alteración del macizo rocoso.

<20% del espaciamiento de la fractura en ambos lados de la fractura.

Decolorada, puede contener rellenos de poco espesor

Decoloración Parcial

Moderadamente Meteorizada

(MW) W3

Menos del 50% del material rocoso está descompuesto y/o desintegrado hasta el punto de parecer suelo. Roca fresca o descolorida está presente en forma discontinua o como núcleos.

>20% del espaciamiento de la fractura en ambos lados de la fractura.

Decolorada, puede contener rellenos de espesor significativo

Decoloración parcial a total, no disgregable excepto rocas pobremente cementadas

Muy Meteorizada

(HW) W4

Más del 50% del material rocoso está descompuesto y/o desintegrado hasta el punto de parecer suelo. Roca fresca o descolorida está presente en forma discontinua o como núcleos.

Completa Relleno con minerales de alteración

Disgregable y posiblemente con agujeros.

Completamente Meteorizada

(CW) W5

El 100% del material rocoso está descompuesto y/o desintegrado a suelo. La estructura original está aún mayoritariamente intacta.

Completa Relleno con minerales de alteración

Parece suelo

Suelo Residual W6

Toda la roca está convertida en suelo. La fábrica y estructura original de la roca está destruida. Hay gran cambio volumen, pero el suelo no ha sido significativamente transportado.

Completa N/A Parece suelo

B2.2.4 Datos de Discontinuidad

Las ubicaciones de las discontinuidades del macizo rocoso, espaciamiento y las propiedades de la superficie son un aspecto importante de la clasificación del macizo rocoso y se deberá registrar la mayor cantidad de datos posibles durante una investigación de sitio para reducir la parcialidad.

81

Anexo B


B2.2.4.1 Frecuencia de Fracturas y Espaciamiento

La Frecuencia de facturas se utiliza para determinar el espaciamiento entre fracturas dentro del macizo rocoso. El espaciamiento de la fractura tiene una influencia directa en la resistencia y comportamiento del macizo rocoso que podría afectar el diseño del tapón y del pilar corona.

El número de fracturas por metro en el intervalo de la muestra deberá registrarse hasta un valor máximo de aprox. 25 fracturas/m. Sin embargo, las secciones con zonas de fallas o testigos rotos deberán distinguirse en la muestra del sondaje con un valor arbitrario de aprox. 40 fracturas/m. Para la clasificación del macizo rocoso, la zona de falla o las zonas con testigos rotos podrían clasificarse separadamente del macizo rocoso adyacente sin fallas para evitar parcialidades indebidas de la clasificación del macizo de la roca fuente.

A pesar que la frecuencia de las fracturas proporciona una aproximación del espaciamiento entre las fracturas, también es útil medir el espaciamiento entre las discontinuidades de la misma familia o conjunto, lo cual sería representativo para ese intervalo de registro. Este espaciamiento podría compararse con el obtenido por la frecuencia de fractura y/o usado como espaciamiento de juntas en el sistema de clasificación del macizo rocoso de Bieniawski.

B2.2.4.2 Orientación de las Discontinuidades

La orientación de las discontinuidades es especialmente importante para el diseño del pilar corona. La dirección y el ángulo de buzamiento de las discontinuidades pueden ser registradas del registro de testigos orientados o del mapeo de paredes. Las orientaciones de discontinuidades pueden influenciar directamente en la estabilidad global del macizo rocoso dependiendo de la geometría del pilar corona o tapón que se esté diseñando. Los datos de orientación pueden ser ploteados estereográficamente a fin de identificar potenciales conjuntos de juntas para análisis cinemáticos.

B2.2.4.3 Condición de la Superficie a lo largo de las Discontinuidades

Las condiciones a lo largo de la superficie de una discontinuidad son registradas con el fin de evaluar la resistencia y comportamiento de la discontinuidad. Los dos sistemas de clasificación discutidos requieren una caracterización similar de las propiedades de discontinuidades.

Condición de Discontinuidades (Sistema RMR de Bieniawski)

Según el criterio de Bieniawski, se asigna un valor particular a la condición general de las discontinuidades o series de discontinuidades dentro de un intervalo registrado según su rugosidad, continuidad, abertura, alteración y relleno. Se asigna un valor de acuerdo a la Tabla B4.

Si existe la disponibilidad de una adecuada cantidad de información sobre discontinuidades, se puede utilizar la Tabla B5 para asignar valores a cada propiedad individual de discontinuidad.

82

Anexo B


Tabla B4 Valores para la Condición de las Discontinuidades (Bienawski 1976)

Condición de la Fractura RMR76

Superficies muy rugosas, fracturas discontinuas, sin separación, no meteorizadas. 25 Superficies ligeramente rugosas, separación < 1 mm, ligeramente meteorizadas 20 Superficies ligeramente rugosas, separación < 1 mm, muy meteorizadas. 12 Superficies pulidas ó relleno < 5 mm de ancho ó separación = 1 - 5 mm. Fracturas continuas 6

Relleno blando > 5 mm de ancho ó separación > 5 mm. Fracturas continuas. 0

Tabla B5 Guía para la Clasificación de Discontinuidades (Bieniawski 1976/1989 RMR)

Jn, Jr, Ja, y Jw (Barton et al. Sistema Q)

El sistema del Índice Q de clasificación del macizo rocoso agrupa las características de las discontinuidades en cuatro grandes categorías; Índice de Sistemas de Juntas (Jn); Índice de Rugosidad de las Juntas (Jr); Índice de Alteración de las Juntas (Ja); y Factor de Reducción de Agua de las Juntas (Jw). A continuación se presenta una breve descripción de cada parámetro y en la Tabla B6 se encuentran sus valores correspondientes.

Índice de Sistemas de Juntas (Jn)

La categorización según el índice de sistemas de juntas presentes se determina según la Tabla B6. El parámetro “Jn” a menudo se verá afectado por foliación, esquistosidad, clivaje o estratificación. Si se encuentran muy desarrolladas, estas “juntas” paralelas obviamente deberán ser consideradas como un conjunto completo de juntas. Sin embargo, si hay pocas “juntas” visibles, o sólo fracturas ocasionales en el testigo debido a esas características, entonces sería más apropiado contarlas como “juntas aisladas” cuando se evalúe “Jn”.

Índice de Rugosidad de las Juntas (Jr)

El índice de rugosidad promedio de juntas se determina según los valores en la Tabla B6. Cuando la rugosidad de las juntas varía, deberá utilizarse “el peor escenario” del principal conjunto de juntas. Varios valores de “Jr” se muestran en la Figura B3.

Z|Continuidad Abertura Rugosidad Relleno Meteorización

(m) ‘76 (mm) ‘76 Rugosidad ‘76 (mm) ‘76 Alteración ‘76

< 1 5 ninguna 5 Muy rugosa 5 Ninguno 5 Ninguna 5 1-3 4 <0.1 4 Rugosa 4 Duro<5 4 Ligeramente 4

3-10 3 0.1-1 3 Ligera 3 Duro>5 3 Moderadamente 3

10-20 1 1-5 1 Suave 1 Blando<5 2 Muy alterada 1

>20 0 >5 0 Resbaladiza 0 blando>5 0 Descompuesta 0

83

Anexo B


Figura B7 Representación Ilustrativa de Rugosidad de las Juntas (Barton, 1987)

Índice de Alteración de Juntas (Ja)

El índice de alteración de juntas se determina según el valor apropiado de la Tabla B6. Se considera tanto la separación entre las superficies de las juntas como el relleno de juntas. Una fractura sin relleno tiene una categorización más baja que una fractura llena y a medida que la alteración se incremente, el “Ja” también aumenta.

Factor de Reducción de Agua en la Juntas (Jw)

Durante el registro de testigos, se desconocen las condiciones de agua en las juntas a menos que se incorpore en el programa una cámara en el sondaje. Si la condición del agua de la junta no se puede determinar directamente, se signa un valor de Jw, como se muestra en la Tabla B6, a la clasificación del macizo rocoso en base a las condiciones calculadas en el subsuelo. Se pueden considerar otras opciones en base al influjo de agua esperada en la excavación. Si es posible, el mapeo subterráneo de las discontinuidades proporcionará una buena indicación in situ de las condiciones del agua en las juntas.

84

Anexo B


Tabla B6 Parámetros de Discontinuidad del Sistema Q, Descripciones y Valores Asignados (Barton et al. 1974)

Parámetro Ítem y Descripción Valor Índice de

Sistemas de Juntas (Jn)

Masiva Un sistema de fracturas Un sistema de fracturas más una aislada Dos sistemas de fracturas Dos sistemas de fracturas más una aislada Tres sistemas de fracturas Tres sistemas de fracturas más una aislada Cuatro o más sistemas de fracturas Roca triturada

0.5 2.0 3.0 4.0 6.0 9.0 12.0 15.0 20.0

Índice de Rugosidad

de las Juntas

(Jr)

Rugosa y ondulosa Suave y ondulosa Rugosa y plana Suave y plana, o rellena Resbaladiza y plana

3.0 2.0 1.5 1.0 0.5

Índice de Alteración de

las Juntas (Ja)

Fracturas sin relleno: Fracturas sanas Sólo manchas de superficie, sin alteración Paredes de la fractura ligeramente alteradas Recubrimiento limoso o arenoso Recubrimientos con arcilla Fracturas con relleno: Relleno de arena o roca triturada Rellenos arcillosos duro de menos de 5 mm de espesor Rellenos arcillosos blandos de menos de 5 mm de espesor Rellenos de arcillas expansivas de menos de 5 mm de espesor Rellenos arcillosos duro de más de 5 mm de espesor Rellenos arcillosos blandos de más de 5 mm de espesor Rellenos de arcillas expansivas de más de 5 mm de espesor

0.75 1.0 2.0 3.0 4.0

4.0 6.0 8.0 12.0 10.0 15.0 20.0

Factor de Redicción de Agua en las Juntas (Jw)

Excavación seca o flujo menor de < 5 l/m localmente Flujo o presión media, lavado ocasional del relleno de la junta Gran fuljo o alta presión en roca competente con juntas sin relleno Gran flujo o alta presión Flujo excepcionalmente alto o presión con voladura que se desintegra con el tiempo Flujo o presión altamente excepcional

1.0 0.66 0.50 0.33

0.2 – 0.1

0.1-0.05

B3. CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO

Los esquemas de clasificación del macizo rocoso comúnmente utilizados, que se aplican al diseño del pilar corona y tapón son el sistema de Valoración del Macizo Rocoso de Bieniawski (RMR) (Bieniawski 1976,1989), y el sistema de Indice Q de Barton (Barton et al. 1974). Ambos sistemas se basan en criterios empíricos desarrollados a través de casos estudiados, principalmente de estructuras civiles subterráneas. Los esquemas de clasificación requieren una caracterización del macizo rocoso según los procedimientos descritos en la Sección 2.0.

Se requiere de criterio cuando se apliquen los sistemas de clasificación del macizo rocoso. Los dominios geotécnicos y las regiones estructurales en los cuales se aplican los sistemas de valorización pueden variar significativamente de un área a otra, y esto puede tener un gran impacto en los valores obtenidos. Se requiere que el usuario aplique el sistema de valorización de manera apropiada.

85

Anexo B


Los dos sistemas de clasificación ponen diferente énfasis en los diferentes parámetros, y se recomienda que ambos métodos se usen para obtener una comparación.

B3.1.1 Sistema RMR de Bieniawski

Las guías para el sistema RMR de Bieniawski fueron publicadas por primera vez en 1976 y en la versión de 1989 del sistema de clasificación se hicieron cambios en los valores de varios parámetros. El sistema RMR ha ganado una amplia aceptación en el diseño de túneles, cámaras, minas, taludes y cimentaciones, y la aplicación del RMR para los diseños de pilares corona y tapones se considera factible. Ambas versiones, la de 1976 y la de 1989 del RMR incorporan los valores de los siguientes cinco parámetros:

1. Resistencia de la roca intacta; 2. RQD; 3. Espaciamiento de juntas; 4. Condición de las juntas; y

5. Agua subterránea.

El RMR se calcula como la suma de los cinco valores de la siguiente manera:

RMR = (1) + (2) + (3) + (4) + (5) – Ajuste por orientación de la junta (B4)

Las clasificaciones y valores de la versión de RMR de 1976 (RMR76) se muestran en la Tabla B7. Es importante reconocer cuál versión del sistema de clasificación se está usando ya que muchas de las aplicaciones empíricas en forma de pautas de diseño se refieren a una versión específica del sistema RMR. La versión RMR76 se presenta aquí correlacionada con el sistema Q.

B3.1.2 Ejemplo: Aplicación del RMR en la Evaluación del Macizo Rocoso

Se está llevando a cabo una investigación para el diseño de una galería cercana a la superficie a ser ubicada aproximadamente a 100 m debajo del terreno de superficie y actualmente no existe ninguna excavación.

El frente de avance planeado de la galería tiene una orientación hacia el noreste a través de un macizo de granito ligeramente meteorizado con un sistema dominante de juntas con dirección aproximada sudeste hacia el frente de avance y buzamiento de aproximadamente 70º hacia el suroeste. Los ensayos de resistencia a la compresión uniaxial de los testigos muestran una resistencia UCS promedio de 150 MPa, y en campo se registró un RQD promedio de 80%. Las juntas son ligeramente rugosas y alteradas con una separación de <1 mm, están espaciados cada 300 mm. En el momento en que se realizaron similares excavaciones mineras, las condiciones eran de húmedo a mojado.

86

Anexo B


Tabla B7 Sistema de Valoración del Macizo Rocoso RMR76 (Bieniawski 1976) A. PARÁMETROS DE CLASIFICACIÓN Y SUS CATEGORIZACIONES

PARÁMETRO RANGO DE VALORES

Índice Para este rango bajo

Resistencia de Carga >8 MPa 4-8 MPa 2-4 MPa 1-2 MPa es preferible el

1 del material Puntual ensayo UCS

de roca Resistencia a la

intacta Compresión >200 MPa 100-200 MPa 50-100 MPa 25-50 MPa 10-25 3-10 1-3

Uniaxial MPa MPa MPa

CATEGORIZACIÓN 15 12 7 4 2 1 0

2 Calidad del testigo de perforación - RQD 90-100% 75-90% 50-75% 25-50% <25%

CATEGORIZACIÓN 20 17 13 8 3

3 Espaciamiento de juntas >3m 1-3m 0.3-1m 50-300mm <50mm


Superficies muy rugosas Superficies ligeramente rugosas

Superficies ligeramente rugosas

Superficies pulidas Relleno suave >5mm

4 Condiciones Sin continuidad Separación <1mm Separación <1mm ó Relleno <5mm ó Juntas abiertas >5mm

de Juntas Sin separación Paredes con juntas apretada Paredes con juntas sueltas ó Juntas abiertas 1-5mm Juntas continuasParedes con juntas

apretadasJuntas continuas


flujo por túnel de Ninguno <25 L/min. 25-125 L/min. >125 L/min.

5 Agua 10 m de longitud

subterránea Condiciones Completamente Sólo húmedo Agua bajo presión Problemas severos de aguaGenerales (agua intersticial) moderada

CATEGORIZACIÓN 10 7 4 0

B. AJUSTES DE CATEGORIZACIÓN PARA ORIENTACIONES DE JUNTASOrientación de juntas Muy favorable Favorable Regular Desfavorable Muy desfavorable

Túneles 0 -2 -5 -10 -12

CATEGORIZACIÓN Cimentaciones 0 -2 -7 -15 -25

Taludes 0 -5 -25 -50 -60

C. CLASES DE MACIZO ROCOSO DETERMINADOS DE LAS CATEGORIZACIONES TOTALES CATEGORIZACIÓN 100-81 80-61 60-41 40-21 <20

Número de clases I II III IV V

Descripción Roca muy buena Roca buena Roca regular Roca pobre Roca muy pobre

D. SIGNIFICADO DE LAS CLASES DE MACIZO ROCOSONúmero de clases I II III IV V

Average stand-up time 10 años para tramo de 5m 6 mesos para tramo de 4m 1 sm para tramo de 3m 5 hrs para tramo de 1.5m 10 min para tramo de 0.5m

Cohesión del macizo rocoso >300 kPa 200-300 kPa 150-200 kPa 100-150 kPa <100 kPa

Ángulo de fricción del macizo rocoso >45° 40-45° 35-40° 30-35° <30°

E. EFECTO DE LAS ORIENTACIONES DE LAS JUNTAS EN LOS TÚNELESOrientación perpendicular para eje de túnel Orientación paralela al Inclinación 0-20°

Conducción con inclinación Conducción contra la inclinación eje del túnel sin considerar

Inclinación 45-90° Inclinación 20-45° Inclinación 45-90° Inclinación 20-45° Inclinación 45-90° Inclinación 20-45° la orientaciónMuy favorable Favorable Regular Desfavorable Muy desfavorable Regular Desfavorable

seco

Usando el índice RMR76, el valor RMR se calculó de la siguiente manera:

Índice de Tablas Ítem Valor Categoría

A.1 UCS 150 MPa 11 A.2 RQD 80 % 17 A.3 Espaciamiento de Discontinuidades 300 mm 15

Continuo < 1 mm Ligeramente rugoso Sin relleno Ligeramente meteorizado

0 3 3 5 4

A.4 Condición de discontinuidades1

Sub-Total 15 A.5 Agua subterránea Húmedo a mojado 6 B. Ajuste para orientación de junta2 Regular -5 Total 59

Nota: 1 Las categorías para la condición de las discontinuidades también se pueden generalizar en el Ítem A.4, o de lo

contrario se puede usar el Ítem E si hay más información disponible. En este ejemplo, se asume que las juntas son esencialmente continuas en la roca dura.

2 Se considera un ajuste de orientación de juntas para las orientaciones de juntas con buzamiento de 70˚ hacia la dirección propuesta de conducción. Para esta circunstancia se ha considerado un ajuste de categoría de ‘Regular’.

87

Anexo B


El valor RMR de 59 indica que el macizo rocoso es de ‘Regular’ a ‘Bueno’. La aplicación de esta categorización, ya sea para el tiempo de autosostenimiento del techo, remediación del soporte del terreno, o la determinación de las propiedades el macizo rocoso, requiere criterio de ingeniería. Otras aplicaciones del sistema RMR de Bieniawski pueden encontrarse en la Sección B4.0.

Cabe resaltar que para la evaluación de la calidad el macizo rocoso para propósitos del análisis del pilar corona, no se han hecho ajustes en términos de orientación de las juntas (ítem B en el ejemplo anterior).

B3.1.3 Índice Q del Sistema de Barton

Barton et al (1974) analizaron muchos datos relacionados con la calidad del macizo rocoso con los requerimientos de comportamiento y soporte de las excavaciones subterráneas. Con este sistema, la estructura del macizo rocoso, las características de fricción de las fracturas y las resistencias que rodean una abertura son evaluadas y combinadas para obtener el Índice de Calidad del Túnel (Índice Q). El sistema se basa en 212 registros de casos de excavación de rocas ígneas, metamórficas y sedimentarias. Los espacios de aberturas varían entre 5 – 30 m y las profundidades van desde muy superficial (<50 m) hasta 500 m.

El sistema Q tiene la siguiente fórmula:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

SRFJ

JJ

JRQDQ w

a

r

n

** (B5)

donde:

• RQD = denota la Designación de la Calidad de la Roca • Jn = el índice de sistemas de juntas • Jr = el índice de rugosidad de las juntas • Ja = el índice de alteraciones de las juntas • Jw = el factor de reducción de agua de la junta • SRF = el factor de reducción de resistencia

Si el RQD es menor a 10%, para propósitos de cálculo se emplea un valor de 10. El sistema Q no incorpora la resistencia de la roca directamente en el sistema de clasificación. Sin embargo, la resistencia del macizo rocoso en términos de las condiciones de resistencia in situ es considerada en la estimación del SRF.

El valor de Q varía desde 0.001 para terreno descompuesto de calidad excepcionalmente pobre hasta 1,000 para roca de calidad excepcionalmente buena que prácticamente no tiene fracturas. En la Tabla B8 se muestran guías para la valoración en el sistema Q. Las clases de macizo rocoso se definen de la siguiente manera:

Valoración del Índice Q 0.0001-0.01 0.01-0.1 0.1-1 1-4 4-10 10-40 40-100 100-400 400-1000

Calidad del Macizo Rocoso

Excepcionalmente mala

Extremadamente mala

Muy mala Mala Regular Buena Muy

buena

Extremadamente buena

Excepcionalmente buena

88

Anexo B


Tabla B8 Índice del Sistema Q (Barton et al. 1974) DESCRIPCCION VALOR NOTAS

1. DESIGNACION DE LA CALIDAD DE LA ROCA RQD

A. Muy pobre 0 - 25 B. Pobre 25 - 50

1. Cuando RQD es reportado o medido como 10 (Incluyendo 0), un valor nominal de 10 es usado para evaluar Q.

C. Regular 50 - 75 D. Bueno 75 - 90 E. Excelente 90 - 100

2. Los intervalos RQD de 5,95, 90 y 100 son suficientemente precisos.

2. NÚMERO DE FAMILIAS DE DISCONTINUIDADES Jn

A. Macizo intacto 0.5 - 1.0 B. Una familia de discontinuidades 2 C. Una familia y discontinuidades aleatorias 3 D. Dos familias de discontinuidades 4 1. Para intersecciones usar (3.0 x Jn) E. Dos familias y discontinuidades aleatorias 6 F. Tres familias de discontinuidades 9 2. Para portales usar (2.0 x Jn) G. Tres familias y discontinuidades aleatorias 12 H. Cuatro o más familias, macizo altamente fracturado 15 J. Macizo fracturado o roca triturada 20

3. INDICAR NÚMERO DE RUGOSIDAD Jr

a. Contacto con pared de roca b. Contacto con pared de roca antes de 10cm de corte

originando desplazamientos A. Discontinuidades no persistentes 4 B. Paredes rugosas e irregulares, onduladas 3 C. Discontinuidades lisas y onduladas 2 D. Discontinuidades pulidas y onduladas 1.5 E. Discontinuidades rugosas pulidas y onduladas 1.5

1. Adicionar 1 si el espaciamiento promedio de la discontinuidad más representativa fuera mayor que 3m.

F. Discontinuidades planas 1 G. Discontinuidades pulidas y planas 0.5

c. Sin contacto entre paredes de discontinuidades con cizallamiento

2. Jr =0.5 puede ser usado en el caso de que las discontinuidades pulidas y planas estén orientadas en la dirección de la resistencia mínima

1 (nominal) H. Relleno que contiene arcilla y minerales gruesos suficiente para prevenir el contacto con pared de roca

1 (nominal) J. Arenoso, gravoso o aplastado, zona gruesa suficiente para prevenir el contacto con pared de roca

4. CONDICIÓN DE ALTERACION Ja φr (º)

a. Contacto con pared de roca A. Completamente curado, duro, no-blando, cubierta impermeable 0.75 B. Paredes inalteradas, superficie manchada 1 25 - 35 C. Paredes ligeramente alteradas, capa de minerales blandos,

partículas arenosas, roca desintegrada libre de arcillas, etc. 2 25 - 30

1. Los valores de φr, el ángulo de fricción residual, diseñado como una guía aproximada para las propiedades mineralógicas de la alteración de productos.

D. Limoso, capas arenosas-arcillosa, pequeña fracción de arcilla 3 20 - 25 E. Material con baja fracción de capas de arcilla y minerales,

caolinita, mica. También cloruro, talco, yeso y grafito, etc, y pequeñas cantidades de arcillas. (Capas discontinuas, 1-2mm o menos)

4 8 - 16

b. Contacto con paredes de roca (10cm) de fallar por corte F. Partículas de arena, libre de arcilla, roca desintegrada, etc. 4 25 - 30 G. Arcilla sobre consolidadas, cubierta de arcilla mineral no-blando

(continuo < 5mm de grosor) 6 16 - 24 H. Arcilla con mediana o baja consolidación, cubierta suave de

arcilla mineral (continuo < 5mm de grosor) 8 12 - 16 J. Cubiertas de arcilla, montmorillonita, (continuo < 5mm de

grosor). Valores de Ja depende en porcentaje de partículas de arcilla, y acceso a agua.

8 - 12 6 - 12

c. No hay contacto con pared de roca cuando hay corte K. Zonas de desintegración o trituración 6 L. Roca y arcilla (ver G, H y J por condiciones de arcilla) 8 M. Zonas limosas o arcilla-arenosa, pequeñas fracciones de arcilla 8 -12 N. Zonas continuas gruesas o bandas de arcilla (ver G, H y J por

condiciones de arcilla) 5 O. Zonas o bandas continuas gruesas de arcilla 10 - 13 P. & R. (ver G. H y J para las condiciones de arcilla) 6 - 24

6- 24

5. PRESENCIA DE AGUA EN EL MACIZO Jw Presión de agua aprox. (kPa) A. Excavación seca o menor afluencia < 5 l/m localmente 1 < 1 B. Mediana afluencia o presión alta, ocasionada por un depósito de

arena y/o grava de relleno 0.66 1 - 2.5 C. Larga afluencia o presión alta en una roca apta con rellenos 0.5 2.5 - 10 D. Larga afluencia o presión alta 0.33 2.5 - 11

1. Factores estimados ampliamente; aumenta Jw si se instala un drenaje.

E. Excepcionalmente una alta afluencia o presión de corriente, se debilita con el tiempo 0.2 – 0.1 > 10 2. Problemas especiales causados por una

formación de hielo no son considerados. F. Excepcionalmente una alta presión de afluencia 0.1- 0.05 > 10

89

Anexo B


Tabla B8 Índice del Sistema Q (Barton et al. 1974) (continuación) DESCRIPCCION VALOR NOTAS

6. FACTOR DE REDUCCION DE ESFUERZOS SRF

a. Las zonas débiles intersectan la excavación, lo que ocasiona pérdidas de rocas cuando el túnel es excavado

A. Múltiples situaciones de las zonas débiles que contienen arcillas o roca químicamente desintegrada, roca muy suelta en el entorno (a cualquier profundidad)

10 1. Reducir estos valores de SRF por 25 - 50% pero solo si las

zonas de influencia relevantes de corte no intersecte la excavación.

B. Zonas débiles con contenido de arcilla, o roca químicamente desintegrada (profundidad de la excavación < 50m) 5

C. Zonas débiles con contenido de arcilla, o roca químicamente desintegrada (profundidad de la excavación > 50m) 2.5

D. Múltiples zonas cizalladas con roca competente (arcilla suelta), roca suelta en el entorno (cualquier profundidad) 7.5

E. Zona de corte isoladas con roca competente (arcilla suelta). (profundidad de excavación < 50m) 5

F. Zona de corte con roca competente (arcilla suelta). (profundidad de excavación > 50m) 2.5

G. Discontinuidades abiertas, intensamente fracturadas, (cualquier profundidad) 5

b. Roca apta, problemas del esfuerzo en la roca

H. Esfuerzos bajos superficiales 2.5 σc/σ1 > 200

σt/σ1 >13

J. Esfuerzos moderados 1 200 - 10 13 – 0.66 K. Esfuerzos altos, estructura muy competente (usualmente

favorable para la estabilidad y quizás desfavorable para la estabilidad de la pared)

0.5 – 2 10 - 5 0.66 – 0.33

L. Estallido de roca moderado (macizo casi intacto) 5 – 10 5 – 2.5 0.33 – 0.16 M. Estallido de roca intenso

10 - 20 <2.5 <1.16

2. Para una fuerte anisotropía del esfuerzo plástico (si es medido): cuando 5≤σ1/σ3≤10, se reduce σc a 0.8σc y σt a 0.8σt. Cuando σ1/σ3 > 10, se reduce σc y σt a 0.8σc y 0.8σt, donde:

σc = esfuerzo compresivo σt = esfuerzo de tensión (carga puntual) σ3 es el esfuerzo principal máximo

y mínimo c. Roca exprimida, flujo plástico de roca de baja calidad

bajo influencia de una alta presión en roca N. Presión de roca leve 5 – 10 O. Alta presión de roca

10 – 20

3. Algunos casos disponibles donde la profundidad de la corona bajo la superficie es menor. Sugerencia el SRF aumenta de 2.5 a 5 para dichos casos (ver H).

d. Roca ampollosa, actividad química de formación de ampollas depende de presencia de agua

P. Presión de roca moderada 5 – 10 R. Alta presión de roca 10 - 15

NOTAS ADICIONALES EN EL USO DE ESTAS TABLAS Cuando se hacen estimaciones sobre la calidad de roca (Q) las siguientes indicaciones deben estar seguidas en suma en las tablas: 1. Cuando la perforación del testigo no es posible, el RQD puede ser estimado del número de juntas por unidad de volúmen, en el cual el número de uniones

por metro para cada junta son sumadas. Una simple relación puede ser usada para convertir este número a RQD para el caso de arcilla suelta en macizos rocosos: RQD = 115 - 3.3 Jv (aprox.), donde Jv =número total de uniones por m3 (0 < RQD < 100 a 35 > Jv >45).

2. El parámetro Jn representa el número de juntas afectadas por foliación, esquistosidad, pizarras, clivaje o estratificación etc. Si el esfuerzo es grande, estas

juntas paralelas deben de ser evidentemente incluidos como una sola discontinuidad. Sin embargo, si hay algunas juntas visibles, o si solo existen fracturas aleatorias en el testigo son debido a estos esfuerzos.

3. Los parámetros Jr y Ja (representan un esfuerzo cortante) deben ser relevantes a las juntas más visibles o a la discontinuidad con mayor cantidad de relleno

de arcilla en una zona determinada. Sin embargo, si la discontinuidad con un mínimo valor de Jr/Ja esta sería favorable para estabilidad. Luego, menos favorables son las discontinuidades mas significativas con un mayor valor de Jr/Ja, esto debe ser usado cuando Q es evaluado. El valor de Jr/Ja debe ser descrito en la superficie mas probable de falla de inicial.

4. Cuando el macizo rocoso contiene arcilla, el factor SRF apropiado para la pérdida de esfuerzos deben ser evaluado. En dichos casos el esfuerzo de la roca

intacta es de poco interés. Sin embargo, cuando las juntas son pocas y la arcilla es ausente, la estabilidad dependerá de la relación roca- esfuerzo/roca-resistencia. Los esfuerzos anisotrópicos son desfavorables para la estabilidad y es bruscamente determinado como en la nota 2 en la tabla de la evaluación del factor de reducción de esfuerzos.

5. Los esfuerzos compresión y tracción (σc y σt) de la roca intacta deben ser evaluados en condiciones saturadas si es apropiado para las condiciones in-situ

presentes y futuras. Debe hacerse un estimado muy conservador de los esfuerzos para aquellas rocas que se deterioran cuando son expuestas a condiciones de humedad o saturación.

90

Anexo B


B3.1.4 Ejemplo: Aplicación del Sistema Q en la evaluación del Macizo Rocoso

El mismo ejemplo que se presentó en el sistema RMR, Sección B3.1, será usado nuevamente para ilustrar la aplicación del procedimiento de clasificación del sistema Q.

El frente de avance propuesto a ser ubicado aproximadamente a 100 m debajo del terreno tiene una orientación noreste a través de granito ligeramente meteorizado con un sistema de juntas dominante con dirección aproximada hacia el sudeste hacia el frente de avance y con buzamiento aproximado de 70º hacia el suroeste. Los ensayos de resistencia a la compresión uniaxial de los testigos muestran una resistencia UCS promedio de 150 MPa, y en campo se registró un RQD promedio de 80%. Las juntas ligeramente rugosas y ligeramente alteradas con una separación de <1 mm, se encuentran espaciadas cada 300 mm. En el momento en que se realizaron similares excavaciones mineras, las condiciones eran de húmedo a mojado.

El RQD se aplica directamente al sistema RQD sin ajustes.

El número de conjunto de juntas (Jn) puede considerarse como un gran conjunto de juntas, pero en la mayoría de ambientes de macizos rocosos, un conjunto adicional de juntas menor o un conjunto de juntas discontinuas generalmente influye en el comportamiento. Por lo tanto, de manera conservadora, se considera un Jn de 3 para un conjunto de juntas más una aislada.

El número de rugosidades de la junta (Jr) puede ser considerado para una superficie de junta ligeramente rugosa. Ya que no existe una categorización para una superficie de junta ligeramente rugosa, se han considerado una Jr de 1.5 para una superficie rugosa y plana, y un Jr de 1.0 para una superficie suave y plana. Tomando una combinación de los dos criterios se obtiene un promedio de una Jr de 1.25 para una discontinuidad suave a rugosa plana.

El número de alteración de juntas (Ja) puede ser considerada para superficies de juntas ligeramente alteradas. Esta descripción puede aplicarse directamente a una Ja de 2.0 para paredes de juntas ligeramente alteradas.

La reducción de agua en la junta (Jw) puede considerarse para las condiciones de húmedo a mojado. Según esta descripción, y considerando una excavación de 100 m por debajo de la superficie con una napa freática hidrostática, un cálculo conservador podría considerar una excavación bajo un flujo o presión media con una Jw de 0.66.

Se tendrá que considerar el factor de reducción de resistencia (SRF) para la profundidad de la excavación de la mina. Si la excavación es de aproximadamente 100 m por debajo de la superficie, usando del SRF para un problema de resistencia de roca competente, podemos estimar que el frente de avance se encuentra por debajo de ambiente de resistencia media por medio del cual 200 < UCS/σ1 < 10. Según esto se obtiene un SRF de 1.0.

Los anteriores parámetros se aplican al sistema Q de la siguiente manera:

110.10.1

225.1

380

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛×⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛×⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=Q

De los anteriores parámetros se obtiene un valor Q de 11. Esto sugiere una calidad ‘Buena’ de macizo rocoso para el pilar corona. Así como para el sistema RMR, las

91

Anexo B


determinaciones del sistema Q y sus aplicaciones requieren un criterio sólido y familiaridad con el macizo rocoso fuera de los parámetros dados. Gran parte de la selección de parámetros es subjetiva y la experiencia previa influenciará en la selección de parámetros.

B3.1.5 Correlación RMR & Sistema Q

Para una verificación adicional de la validación de los parámetros y criterios, se recomienda que se consulten ambos sistemas, el RMR y el Q, para asegurar la mayor cantidad de información relevante posible utilizada para la clasificación del macizo rocoso. Además, la categorización RMR para un macizo rocoso puede correlacionarse directamente con el valor Q. En base a 111 historias de casos en todo el mundo, se puede aplicar la siguiente relación (Bieniawski, 1976):

44ln976 += QRMR ó ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=9

44exp RMRQ (B6)

Cabe resaltar que hay cierta dispersión en los datos. Es evidente que hay cierto grado de error inherente en el uso de estos sistemas, sin importar el cuidado con que se haya hecho la clasificación del macizo rocoso.

Si la anterior ecuación de correlación se aplica en el ejemplo de práctica discutido en la Sección B3.1 y B3.2, para un Q de 11, existe la siguiente correlación:

( ) 6.654411ln9 =+⋅=RMR

Al comparar el RMR calculado de 65.6 con el RMR de 59 indexado (Sección B3.1), es evidente que existe cierta distorsión en los datos. Una de las razones por las cuales sucede esto es el ajuste de la orientación de la junta que fue aplicado al índice RMR pero no que fue considerado para el sistema Q. Si no se aplica el ajuste de orientación de juntas al RMR, entonces se aplica un RMR de 64 al macizo rocoso logrando una mayor correlación con el sistema Q. En general, los esquemas de clasificación RMR y Q pueden proporcionar resultados consistentes con relación a la clasificación del macizo rocoso, y la aplicación de estos sistemas de categorización para la aplicación del anterior ejemplo se realizó razonablemente bien.

B4. APLICACIONES DE LA CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO

Los resultados de la clasificación del macizo rocoso pueden aplicarse directamente a las guías empíricas relacionadas con el tiempo de autosoporte de la excavación. También se pueden incorporar en los cálculos de resistencia y deformación del macizo rocoso utilizados para calcular las resistencias de corte. El siguiente texto presenta varias aplicaciones de los sistemas de clasificación RMR de Bieniawski y el índice Q de Barton anteriormente presentados en la Sección B3.0.

92

Anexo B


B4.1.1 Criterios de Diseño Empírico

Los sistemas de clasificación del macizo rocoso son utilizados como base para métodos de diseño empírico. Estos métodos fueron desarrollados para ser usados en excavaciones de ingeniería civil donde la geometría es generalmente mucho más simple que en las minas.

Es necesario resaltar que a pesar que el siguiente criterio de diseño se basa en sólida evidencia empírica, las recomendaciones de diseño sólo deben ser tomadas como guías. Es responsabilidad del usuario la aplicación de estas guías de manera justificable, y desarrollar cualquier análisis empírico con métodos de análisis más completos. Los criterios de análisis tanto para el RMR de Bieniawski como para el sistema Q de Barton son presentados en este documento.

B4.1.2 Uso del Sistema RMR de Bieniawski para el Diseño

Bieniawski (1989) ha relacionado el valor RMR para el tiempo de autosoporte de un espacio activo, sin soporte, tal como se muestra en la Figura B6.

Otros criterios empíricos de diseño relacionados con el soporte de techo y excavación se encuentran disponibles en los documentes de la referencia. (Bieniawski 1974, 1976, 1989)

B4.1.3 Uso del Sistema Q de Barton para el Diseño

En relación al sistema Q para requerimientos de estabilidad y soporte de las excavaciones subterráneas, Barton et al. (1974) entre otros, han desarrollado criterios empíricos de diseño para ser usados en aplicaciones prácticas.

Para las recomendaciones de instalación del soporte del techo en excavaciones subterráneas en base al valor del Índice Q, se utiliza la Relación de Soporte de Excavación (Excavation Support Ratio - ESR). El valor del ESR se relaciona con el uso que se dará a la excavación y el grado de seguridad requerido para mantener su estabilidad durante un periodo adecuado de tiempo. Barton et al (1974) han presentado los siguientes valores:

Categoría de Excavación ESR

A Aberturas mineras temporales. 3-5

B Aberturas mineras temporales, túneles de agua para hidroenergía (excluyendo tuberías de carga de alta presión), túneles piloto, socavones, y frentes de avance para grandes excavaciones.

1.6

C Cuartos de almacenamiento, plantas de tratamiento de agua, túneles pequeños de carreteras y líneas de tren, cámaras de compensación, túneles de acceso.

1.3

D Estaciones de energía, túneles grandes de carreteras y líneas de tren, cámaras de defensa civil, intersección de portales. 1.0

E Estaciones subterráneas de energía nuclear, estaciones ferroviarias, instalaciones deportivas y públicas, fábricas. 0.8

93

Anexo B


Figura B8 Relación entre Tiempo de Autosoporte, Espaciamiento del Techo y RMR (Bieniawski, 1989)

El espacio máximo sin soporte puede ser calculado por el ESR y Q de la siguiente manera (Barton et al 1980):

Espacio Máximo (sin soporte)= 2 ESR Q0.4 (B7)

En base al análisis de registros de casos, se ha estimado la siguiente correlación entre Q y la presión de soporte permanente del techo (Grimstad & Barton 1993):

r

nroof J

QJP

32 3/1−

= (B8)

Otros criterios empíricos de diseño relacionados con el soporte del techo y excavación se encuentran disponibles en los documentos de la referencia (Barton et al. 1974, 1976, 1980, 1992, Grimstad & Barton 1992, 1993)

B4.2 DERIVACIÓN DE PARÁMETROS DEL MACIZO ROCOSO

Los resultados de la clasificación del macizo rocoso puede ser utilizado para generar varios parámetros relacionados con sus propiedades elásticas y de resistencia, los que pueden ser aplicados para determinar su resistencia o para el modelamiento numérico del pilar corona o tapón. La derivación de los parámetros del macizo rocoso proporcionará un estimado más razonable de su resistencia y comportamiento como un todo, en lugar de usar resistencias y deformaciones de muestras de roca intacta de resultados de ensayos de laboratorio.

94

Anexo B


Las siguientes secciones introducen la teoría relacionada con los criterios de falla de Hoek-Brown y Mohr-Coulomb. Usando estos criterios de falla se pueden derivar estimados razonables de parámetros de macizo rocoso para ser utilizados en ecuaciones empíricas de diseño y modelamiento numérico.

B4.2.1 Propiedades Elásticas

El análisis numérico de resistencias inducidas para la minería requiere una estimado bastante exacto del módulo (Em) de deformación y relación de Poisson. El primer parámetro puede estimarse usando la categorización RMR para el macizo rocoso, de la siguiente manera (Bieniawski, 1989):

( )GPa10E 40

10−

=RMR

m (B9)

Varios investigadores han encontrado que esta ecuación proporciona un estimado razonable del modulo de deformación para una macizo rocoso que puede ser útil cuando se tiene muy poca información de campo.

Para materiales típicos de roca dura, la relación de Poisson varía entre 0.15 y 0.30 (Hoek y Brown, 1980). Para estudios de modelamiento, generalmente se asumen valores de 0.2 a 0.25.

B4.2.2 Criterio de Falla Generalizado de Hoek-Brown (Hoek 2002)

El criterio de falla empírico del macizo rocoso de Hoek-Brown originalmente propuesto por Hoek y Brown (1988) ha ganado amplia aceptación como un estimado razonable de la resistencia del macizo rocoso desde que fue propuesto por primera vez. El criterio general es el siguiente:

as

σσmσσσ

ci

'3

bci'3

'1 ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++= (B10)

donde

mb = valor de la constante m para el macizo rocoso s, a = constantes que dependen de las características del macizo rocoso (s=1 para la

roca intacta) σ'c = resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta σ'1 = esfuerzo principal mayor en la falla

σ'3 = esfuerzo principal menor aplicado

Los valores de constantes de materiales mb, s y a pueden calcularse del RMR (Bieniawski’s versión 1976), asumiendo condiciones totalmente secas y una orientación favorable de las juntas.

El Índice de Resistencia Geológica (GSI) fue introducido para ayudar a definir las constantes de materiales, las cuales varían dependiendo del método de excavación y ubicación. Para calcular el GSI a partir del RMR, se deberán usar las siguientes relaciones.

95

Anexo B


Para RMR76 > 18, GSI = RMR76 (aplicar valoración de agua subterránea de 10);

Para RMR76 < 18, GSI = 9 ln(Q )+ 44;

Para RMR89 > 23, GSI = RMR89 - 5 (aplicar valoración de agua subterránea de 5); y

Para RMR89 < 23, GSI = 9 ln(Q) + 44

La Tabla B9 presenta valores de la constante mi para la roca intacta por grupo de roca. La relación entre mb/mi, s y GSI es de la siguiente manera (Hoek et al., 1995):

Para GSI > 25 (macizos rocosos no alterados)

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=28

100exp GSImm

i

b (B12)

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=9

100exp GSIs (B13)

a = 0.5

Para GSI < 25 (macizos rocosos no alterados)

s = 0

20065.0 GSIa −= (B14)

Tabla B9 Valores Típicos para mi para el Criterio de Hoek y Brown (1988)

Gruesa Media Fina Muy FinaConglomerado Arenisca Limolita Argilita

(22) 19 9 4

Brecha Caliza Dolomita(20) (10) 8

Gipsonita Anhidrita16 13

Mármol Hornfels Cuarcita9 (19) 24

Migmatita Anfibolita Milonita(30) 31 (6)

Gneiss Esquistos Filita Pizarra33 (10) (10) 9

Granito Riolita Obsidiana33 (16) (19)

Granodiorita Dacita(30) (17)

Diorita Andesita(28) 19

Gabro Dolerita Basalto27 (19) (17)

Norito22

Aglomerado Brecha Tufo(20) (18) (15)

* Estos valores son para especímenes de roca intacta con foliación ensayados normalmente. El valor puede variar si la ruptura ocurre a lo largo de la foliación (Hoek 1983)

Grauvaca(18)

Carbón(8-21)

Oscuras

Piroclásticas extrusivas

Orgánica

Carbonatadas

Químicas

Sedi

men

taria

Met

amór

fica

Igne

as

Clástica

No clástica

No foliadas

Foliadas*

Levemente foliadas

Claras

TexturaTipo de Roca Clase Grupo

96

Anexo B


En la Tabla B10 se presentan diferentes calidades de macizos rocosos, según Hoek et al. (1995).

Hoek et al. (2002) introdujo el factor D, el cual depende del grado de alteración al cual ha estado sujeto el macizo rocoso por daño de voladura y relajación del esfuerzo. D varía desde 0 para macizos rocosos in situ no disturbados hasta 1 para macizos rocosos muy disturbados. Los valores D sugeridos se encuentran en la Tabla B11.

El factor de disturbación se toma en cuanta usando las siguientes ecuaciones:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−−

=D1428

100exp GSImm

i

b (B15)

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−−

=3D9100GSIexps (B16)

( )20/3GSI/15 ee61

21 −− −+=a (B17)

Para las propiedades del macizo rocoso, la resistencia a la compresión uniaxial se obtiene colocando σ'3 = 0 en la Ecuación 1, dando:

acic sσσ = (B18)

El esfuerzo de tensión del macizo rocoso es:

b

cit m

sσσ −= (B19)

El modulo de deformación del macizo rocoso, incluyendo el factor D, se expresa de la siguiente manera:

Para σci ≤ 100 MPa:

40)10(

101002

1)(−

×⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −=

GSIci

mDGPaE

σ

(B20)

Para σci > 100 MPa:

40)10(

102

1)(−

⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −=

GSI

mDGPaE

(B21)

donde σci es la resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta.

97

Anexo B


B4.2.3 Criterio de Falla de Mohr-Coulomb

Muchos de los cálculos y análisis numéricos usados en el diseño geotécnico se apoyan en el criterio de Mohr-Coulomb y sus parámetros de resistencia al corte, cohesión efectiva (c’), ángulo de fricción efectivo (φ '), y resistencia al corte (τ ). La resistencia al corte se relaciona con los parámetros c’ del macizo rocoso y φ ' a través de la aplicación de resistencia normal σ, según la siguiente ecuación:

'' tanφστ += c (B22)

Los parámetros c' y φ ' puede derivarse de los parámetros del criterio de falla de Hoek-Brown mb, s, y a, según las siguientes ecuaciones que relacionan los criterios de falla de Hoek-Brown y Mohr-Coulomb:

( )( )( ) ( ) ⎥

⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

++++

+= −

−−

1'3

1'31'

62126sin a

nbb

anbb

msamaamsam

σσφ (B23)

( ) ( )[ ]( )( )( ) ( )( ) ( )( )( )aamsamaa

msmasaca

nbb

anbnbci

++++++

+−++=

−

−

21/6121

111'

3

1'3

'3'

σ

σσσ (B24)

donde cin σσσ /'max33 =

Para determinar el 'max3σ primero es necesario definir la ‘resistencia del macizo rocoso’

total que, tal como lo propusieron Hoek y Brown, podría calcularse de la siguiente relación:

'

'''

sin1cos2

φφσ

−=

ccm (B25)

con c' y φ ' determinados para el rango de resistencia 4/'3 cit σσσ << dando:

( )( )( )( )( )aa

smsmasm abbb

cicm +++−−+

⋅=−

2124/84 1

' σσ (B26)

De un grupo de estudios de túneles y taludes, se determinaron curvas características que relacionan a '

max3σ y 'cmσ para la resistencia efectiva in situ del macizo rocoso.

Las siguientes ecuaciones han sido ajustadas para estas curvas:

Para túneles:

94.0'

'

'max3 47.0

−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

Hcm

cm γσ

σσ

(B27)

98

Anexo B


donde el término Hγ se refiere al esfuerzo vertical efectivo, siendo γ el peso unitario del macizo rocoso, y H es la profundidad del túnel por debajo de la superficie. Si el esfuerzo horizontal efectivo es mayor que el esfuerzo vertical efectivo, el esfuerzo horizontal efectivo deberá usarse en lugar de Hγ .

Tabla B10 Cálculo de Constantes mb/mi, s y a para el Criterio de Hoek & Brown (1988) (Hoek et al., 1995)

mh / mf 0.6 0.4 0.26 0.16 0.08s 0.19 0.062 0.015 0.003 0.0004a 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5

Em 75000 40000 20000 9000 3000v 0.2 0.2 0.25 0.25 0.25

GSI 85 75 62 48 34

mh / mf 0.4 0.29 0.16 0.11 0.07s 0.062 0.021 0.003 0.001 0a 0.5 0.5 0.5 0.5 0.53

Em 40000 24000 9000 5000 2500

v 0.2 0.25 0.25 0.25 0.3GSI 75 65 48 38 25

mh / mf 0.24 0.17 0.12 0.08 0.06s 0.012 0.004 0.001 0 0a 0.5 0.5 0.5 0.5 0.55

Em 18000 10000 6000 3000 2000v 0.25 0.25 0.25 0.3 0.3

GSI 60 50 40 30 20

mh / mf 0.17 0.12 0.08 0.06 0.04s 0.004 0.001 0 0 0a 0.5 0.5 0.5 0.55 0.6

Em 10000 6000 3000 2000 1000v 0.25 0.25 0.3 0.3 0.3

GSI 50 40 30 20 10

MU

Y B

UEN

O M

uy ru

goso

, sup

erfic

ie s

in a

ltera

ción

CO

ND

ICIO

NE

S S

UPE

RFI

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O R

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o, li

gera

men

te a

ltera

das,

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chas

de

óxid

o de

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rro

MU

Y P

OB

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Sup

erfic

ies

alta

men

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ulid

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sgas

tada

s po

r int

empe

rizac

ión

con

reve

stim

ient

o de

arc

illa b

land

a o

relle

nos

arci

lloso

s

PO

BR

E S

uper

ficie

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tam

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pul

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esga

stad

as

por i

ntem

periz

ació

n co

n re

vest

imie

ntos

com

pact

os o

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lleno

s qu

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nen

fragm

ento

s de

roca

ang

ular

AC

EPT

AB

LE S

uave

/Lis

o, m

oder

adam

ente

resi

sten

te

a la

inte

mpe

rizac

ión

o su

perfi

cies

alte

rada

s

mb, s y a son constantes que dependen de la composición, estructura y condiciones superficiales de la masa de roca

ESTRUCTURA

CRITERIO GENERALIZADO DE HOEK-BROWN

σ1' = mayor esfuerzo principal efectivo en fallaσ3' = menor esfuerzo principal efectivo en fallaσc' = esfuerzo compresivo uniaxial de testigos de roca intacta

FRACTURADO- muy buena masa de roca no alterada que consiste en bloques cúbicos formados por una familia ortogonal de discontinuidades

MUY FRACTURADO- interconectado, el macizo rocoso se encuentra parcialmente alterado y disturbado con bloques multifacéticos angulares formados por cuatro o mas discontinuidades

FRACTURADO/FOLIADO- foliado y fallado con discontinuidades formadas por rocas angulares

TRITURADO- pobremente interconectado, macizo rocoso fuertemente disturbado con mezcla de bloques angulares y redondeados.

99

Anexo B


Tabla B11 Guías para el Cálculo del Factor D de Disurbación para Excavaciones Subterráneas (Hoek et al., 2002)

Descripción del Macizo Rocoso Valor Sugerido de D Voladura o excavación controlada de excelente

calidad a través de Máquina Perforadora de Túneles que da como resultado alteración mínima

disturbadora del macizo rocoso.

D = 0

Excavación mecánica o manual para macizos rocosos de calidad pobre que da como resultado

daño mínimo. D = 0

Problemas de compresión que dan como resultado el levantamiento del piso sin instalación de control del

terreno. D = 0.5

Voladura de calidad muy pobre en macizo rocoso duro dando como resultado daño severo local hasta

2 a 3 m en el macizo rocoso.. D = 0.8

B5. REFERENCIAS

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100

Anexo B


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Laubscher, D.H., 1984, "Design Aspects and Effectiveness of Support Systems in Different Mining Conditions", Trans. Inst. Min. Metall. No. 93.

Laubscher, D.H., Page, C.H., 1990, "The Design of Rock Support in High Stress or Weak Rock Environments", presented at the 92nd Annual General Meeting of CIM, Ottawa, May.

Laubscher, D.H., 1990, "A Geomechanics Classification System for the Rating of Rock Mass in Mine Design", Journal of the South African Institute of Mining and Metallurgy, Volume 90, No. 10, October, pp. 257-273.

Milne et al., “Rock Mass Characterisation for Underground Hardrock Mines”. pp. 3-4. http://mining.ubc.ca/rock/publications/Rock%20Mass-can-tun98.fnl-3.PDF

MOSHAB, 1997 Geotechnical Considerations in Underground Mines”, Guideline – Department of Industry and Resources, Government of Western Australia.

Priest, S.D., Hudson, J.A., 1976, "Discontinuity Spacings in Rock", Int. Journal of Rock Mech. and Min. Sci. #13.

101

Anexo C


Anexo C

Fundamentos Teóricos de las Hojas de Cálculo para el

Cálculo de Pilares Corona

103

Anexo C


Sección Página

C1. FUNDAMENTOS TEÓRICOS DE LAS HOJAS DE CÁLCULO PARA EL CÁLCULO DE PILARES CORONA ................................................................. 105 C1.1 Cálculos en las Hojas de Cálculo para la Evaluación del Pilar

Corona.................................................................................................... 105 C1.2 Hoja de Cálculo de Ancho Escalado Crítico....................................... 108 C1.3 Hoja de Cálculo de Chimeneas/Hundimiento ..................................... 109

C1.3.1 Hundimiento en Bloque .......................................................................... 109 C1.3.2 Desintegración de Chimeneas ............................................................... 111

LISTA DE TABLAS

Tabla C1 Coeficientes α y β para Condiciones de Extremos Sujetados ................. 107 Tabla C2 Coeficientes α y β para Condiciones de Extremos Indentados ............... 107 LISTA DE FIGURAS

Figura C1 Ancho Escalado Crítico vs. Calidad del Macizo Rocoso (CANMET, 200)109 Figura C2 Dibujo del Modelo de Elipsoide para Roca Hundida, según Janelid y

Kvapil, 1966 ............................................................................................. 110 Figura C3 Progresión Asumida de la Falla de la Chimenea por Rotura debida al

Corte (Canmet 2006) ............................................................................... 111 Figura C4 Aplicación del Método de Rebanadas para Calcular el Esfuerzo de Corte

Resistente a la Desintegración de Chimeneas ........................................ 112 Figura C5 Potencial de Falla Ascendente en la Dirección del Buzamiento en la

Desintegración de Chimeneas ................................................................. 113

105

Anexo C


C1. FUNDAMENTOS TEÓRICOS DE LAS HOJAS DE CÁLCULO PARA EL CÁLCULO DE PILARES CORONA

La presente guía se complementa con las siguientes hojas de cálculo desarrolladas en MS Excel:

• Cálculo Pilar Corona.xls

• Cálculo Ancho Escalado.xls

• Cálculo Chimenea-Hundimiento.xls

Los archivos MS Excel correspondientes se encuentran disponibles en el portal electrónico del Ministerio de Energía y Minas:

http://www.minem.gob.pe/dgaam/normas_tecdisamb.asp

En las siguientes secciones se presentan los fundamentos teóricos que sustentan las diversas fórmulas incluidas en las hojas de cálculo.

C1.1 CÁLCULOS EN LAS HOJAS DE CÁLCULO PARA LA EVALUACIÓN DEL

PILAR CORONA

Cálculo de la resistencia al corte del pilar corona:

Hoek- Brown:

( )

( )c

cxxz

xzxz

xzxzixz

cixzixzxz

msmh

h

h

m

σσσ

θ

θφ

σφφτ

2

3

2

3161

11arctan90

31

1cos41arctan

8cotcoscot

++=

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

−+=

−=

−=

m y s son las constantes del material del criterio de fractura de Hoek-Brown y σc es la resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta.

DRMR

DRMR

i

es

emm

39100

1428100

−−

−−

=

×=

106

Anexo C


donde

mi = es el valor de la constante m para la roca intacta; y

D es el factor de disturbación (0 – no disturbado; 1 – disturbado).

Mohr-Coulomb:

xxxxz c φστ tan′+=

El esfuerzo al corte σyz está dada por la sustitución de los valores yz en lugar de los parámetros subíndices xz y σy en lugar de σz`.

Los esfuerzos efectivos laterales σ'x y de σ'y se pueden determinar por las dimensiones del pilar:

2

2yrr

y

xrrx

kh

kh

××=

××=

γσ

γσ

donde kx y ky representan las relaciones del esfuerzo horizontal al esfuerzo vertical en las direcciones x e y, respectivamente.

Factor de seguridad contra el corte:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=

baSF yzxz

r

ττγ2..

Esfuerzos de flexión:

2

2

2max66

rr ha

hM

IMy βσ ===

β depende de la relación dimensional del pilar y de las condiciones del borde (sujetado o abisagrado) y se muestra en las Tablas C1 y C2.

Factor de seguridad contra la compresión

2

2max 6

2

..

r

xrr

allowable

x

allowable

hakh

SFβγ

σσσ

σ

+××

=+

=

Factor de seguridad contra el agrietamiento por tracción:

2

2max 6

2

..

r

xrr

allowable

x

allowable

hakh

SFβγ

σσσ

σ

−××

=−

=

107

Anexo C


Tabla C1 Coeficientes α y β para Condiciones de Extremos Sujetados

Extremos Sujetados α β

b/a w MxBorde MxCentro MyBorde MyCentro 1 1,265E-03 -5,1334E-02 2,2905E-02 -5,1334E-02 2,2905E-02

1,1 1,510E-03 -5,8150E-02 2,6400E-02 -5,3800E-02 2,3140E-02

1,2 1,725E-03 -6,3898E-02 2,9972E-02 -5,5408E-02 2,2840E-02

1,3 1,911E-03 -6,8700E-02 3,2712E-02 -5,6330E-02 2,2170E-02

1,4 2,068E-03 -7,2592E-02 3,4974E-02 -5,6803E-02 2,1266E-02

1,5 2,197E-03 -7,5700E-02 3,6780E-02 -5,7020E-02 2,0270E-02

1,6 2,300E-03 -7,8034E-02 3,8182E-02 -5,7099E-02 1,9251E-02

1,7 2,383E-03 -7,9900E-02 3,9200E-02 -5,7090E-02 1,8260E-02

1,8 2,446E-03 -8,1186E-02 4,0094E-02 -5,7067E-02 1,7358E-02

1,9 2,494E-03 -8,2200E-02 4,0700E-02 -5,7050E-02 1,6550E-02

2 2,533E-03 -8,2866E-02 4,1155E-02 -5,6987E-02 1,5808E-02

20 2,604E-03 -8,3333E-02 4,1667E-02 -5,6886E-02 1,2500E-02

Tabla C2 Coeficientes α y β para Condiciones de Extremos Indentados

Extremos Indentados α β

b/a w MxBorde MxCentro

1 0,0040625 0 0,0479

1,1 0,004865 0 0,05552

1,2 0,0056375 0 0,0627

1,3 0,006366 0 0,06937

1,4 0,00705 0 0,0755

1,5 0,0077 0 0,08112

1,6 0,0083 0 0,0862

1,7 0,008833 0 0,09074

1,8 0,0093125 0 0,0948

1,9 0,009739 0 0,09844

2 0,0101 0 0,1017

3 0,0122 0 0,1189

4 0,01278 0 0,1235

5 0,013 0 0,1246

20 0,01302083 0 0,125

108

Anexo C


Probabilidad de ruptura atravesante:

( )3

42

max1

rrm

rm

hEaνα −

=∆

α depende de la relación dimensional del pilar y de las condiciones del borde (sujetado o abisagrado) y se muestra en las Tablas C1 y C2.

∆max < 0.05 × hr Baja probabilidad de falla

0.05 × hr ≤ ∆max < 0.08 × hr Probabilidad media de falla

∆max > 0.08 × hr Alta probabilidad de falla

C1.2 HOJA DE CÁLCULO DE ANCHO ESCALADO CRÍTICO

Cálculo del ancho crítico:

Se ha establecido un enfoque empírico, considerando un gran número de casos históricos de tajeos superficiales. Está basado en 230 casos de estudio de excavaciones de este tipo, entre las que se incluyen 32 fallas, de los cuales se ha derivado la línea más apropiada para separar los casos de falla/no falla. En mayor proporción, los casos fueron trazados en el rango de 0,1 a 30 del valor Q NGI (véase la Figura C1). Se derivó una expresión para llegar a las dimensiones límite del pilar corona de superficie (F.S.=1), considerando a Q como calidad de la masa de roca:

donde:

L = ancho de la excavación escalonada

S = longitud del largo del tajeo

ψ = buzamiento de la discontinuidad principal

ρr = densidad de la roca (toneladas/m3)

El promedio estadístico del ancho crítico frente a la calidad de la masa de roca es:

( ) 0016.043.03.3 senhQQCs ×=

El proceso para evaluar la estabilidad relativa de un pilar corona de superficie utilizó el diagrama mostrado en la Figura C1 o las ecuaciones anteriores.

( )ψ

ρ

cos4.011 −⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +×

×=

SLt

LC rs

109

Anexo C


Figura C1 Ancho Escalado Crítico vs. Calidad del Macizo Rocoso (CANMET, 200)

C1.3 HOJA DE CÁLCULO DE CHIMENEAS/HUNDIMIENTO

C1.3.1 Hundimiento en Bloque

El autohundimiento generalizado de una masa de roca, es decir, el hundimiento en bloque, es común en condiciones de macizo rocoso con muchas fracturas en bloques o mucho desmoronamiento. Es muy difícil evaluar analíticamente el inicio o el volumen de la masa de roca movilizada debido a las numerosas variables que lo afectan. Como mecanismo potencial de falla, el hundimiento en bloque requiere que haya espacio disponible para movilizar el material desde la zona del pilar corona hacia el tajeo.

Janelid y Kvapil (1966) esbozaron patrones modelo para el flujo de material que se pueden usar como una aproximación de la geometría de la envolvente de falla sobre el tajeo (véase la Figura C2). El volumen que ha sido hundido dentro del tajeo está definido por el elipsoide de extracción. El elipsoide límite contiene la zona de roca partida que ha sido posteriormente movida y expandida por la gravedad para llenar este volumen. Si la masa de roca en el elipsoide límite está en movimiento, se produce subsidencia; si el elipsoide de extracción intersecta la superficie, se registra la falla del pilar corona en la superficie. La altura máxima de una falla abierta depende del espacio disponible en el tajeo. Si no se retira el material fallado del tajeo, el

110

Anexo C


colapso inicial de la masa de roca conduce a la acumulación de roca hundida dentro del espacio, formando un cono con un ángulo de reposo igual al ángulo de fricción interna del material en el piso de una abertura ancha o en la cima del tajeo relleno. Al alcanzar el nivel del techo, el material detiene la extracción del hundimiento.

Las dimensiones del problema pueden obtenerse mediante el cálculo de la cantidad de material hundido que llenará el vacío subyacente, utilizando un factor de esponjamiento representativo (β=1,1 a 1,4, rotura de masa fina a rotura en bloques).

Se puede calcular de la cantidad de material fallado en el tajeo y la cantidad de material retirado, si fuera el caso. La excentricidad del elipsoide límite es:

donde:

w = ancho del tajeo

h = altura del elipsoide de extracción

Vhundido = Ven la excavación + Vretirado

Estudios en silos han producido excentricidades entre 0,92 y 0,98.

Figura C2 Dibujo del Modelo de Elipsoide para Roca Hundida, según Janelid y Kvapil, 1966

1643

32

2

+−×=h

VhwL cavredε

111

Anexo C


La altura se compara con la distancia a la cima del lecho de roca. Esto indica si la distancia es suficiente para evitar que ocurra la desintegración del pilar corona en superficie. Según el modelo y estudios de silos, la altura del elipsoide límite es aproximadamente 2,5 veces la altura del elipsoide de extracción. Si la altura del elipsoide límite está por debajo de la superficie del suelo, teóricamente no ocurrirá subsidencia.

C1.3.2 Desintegración de Chimeneas

La desintegración de chimeneas generalmente produce la formación de hoyos aislados en la roca débil que se desarrollan en forma ascendente hacia la superficie.

Si consideramos un material c-ϕ el problema se establece del mismo modo que la movilización de la resistencia de corte frente a una presión activa del terreno en taludes de suelo. Esto también es representativo del corte y trituración de la estructura del material observado en los casos estudiados. Una vez que se crea la abertura subterránea, el techo empieza a deformarse. Si estos desplazamientos son lo suficientemente altos, la resistencia al corte del material se moviliza a lo largo de las líneas de ruptura de las presiones activas (véase la Figura C3).

Figura C3 Progresión Asumida de la Falla de la Chimenea por Rotura debida al Corte (Canmet 2006)

La Figura C4 muestra un método de rebanadas (Canmet, 2006), utilizado comúnmente para calcular el factor de seguridad relacionado con presiones activas de falla de taludes en arco circular, y el cálculo del factor de seguridad contra la desintegración de chimeneas.

Donde: i = número de rebanada, s = ancho de cada rebanada, γt = peso unitario de la roca

En el caso de material débil cercado con roca competente (Figura C5) se ha observado en varios casos una progresión de falla ascendente en la dirección del buzamiento, la cual ha sido simulada en base a la fricción y modelos numéricos.

112

Anexo C


Como en el caso vertical, se puede movilizar suficiente peso como para provocar el segundo arco de falla y los posteriores. La limitación del proceso ascendente se producirá en el segundo arco de ruptura cuando el buzamiento de la zona débil sea lo suficientemente bajo como para que la componente normal del peso de la caja piso más la resistencia contra rotura por tracción sean suficientes para resistir la fuerza desestabilizadora:

∑ ××+=× φψψ tancossin WtTWt i

Finalmente en las hojas de cálculo que acompañan esta guía se encuentran ejemplos de cálculo de lo anteriormente descrito a manera de demostración.

Figura C4 Aplicación del Método de Rebanadas para Calcular el Esfuerzo de Corte Resistente a la Desintegración de Chimeneas

113

Anexo C


Figura C5 Potencial de Falla Ascendente en la Dirección del Buzamiento en la Desintegración de Chimeneas

115

Anexo D


Anexo D

Ejemplos de Programas de Software Disponibles para la Evaluación de la

Estabilidad del Pilar Corona

117

Anexo D


Sección Página

D1. EJEMPLOS DE PROGRAMAS DE SOFTWARE DISPONIBLES PARA LA EVALUACION DE LA ESTABILIDAD DEL PILAR CORONA......................... 119 D1.1 DIPS (Rocscience Inc.) ........................................................................ 119 D1.2 UNWEDGE (Rocscience Inc.) .............................................................. 120 D1.3 UDEC (Itasca Consulting Group, Inc.)................................................ 120 D1.4 Phase2 (Rocscience Inc.) ..................................................................... 121 D1.5 FLAC (Itasca Consulting Group, Inc.) ................................................ 122 D1.6 Examine3D (Rocscience Inc.) .............................................................. 122 D1.7 Map3D (Mine Modelling Pty Limited).................................................. 123 D1.8 FLAC3D (Itasca Consulting Group, Inc.)............................................ 124 D1.9 CPillar (Rocscience Inc.) ..................................................................... 125

119

Anexo D


D1. EJEMPLOS DE PROGRAMAS DE SOFTWARE DISPONIBLES PARA LA EVALUACION DE LA ESTABILIDAD DEL PILAR CORONA

La siguiente sección muestra un resumen de algunos de los programas especializados, que se encuentran orientados a la evaluación de la estabilidad del pilar corona. Esta lista de programas de software constituye sólo una muestra de los programas existentes, y de ninguna manera pretende ser exhaustiva ni mandatoria. El proponente deberá seleccionar el o los programas que mejor responsan a las necesidades de cada estudio en particular en base a criterios de ingeniería.

D1.1 DIPS (ROCSCIENCE INC.)

Descripción: Dips (5.0) está diseñada para el análisis interactivo de los datos geológicos basados en la orientación de discontinuidades.

Este programa permite al usuario analizar y visualizar datos estructurales siguiendo las mismas técnicas que las empleadas en los estereogramas. Asimismo, cuenta con características computacionales, tales como contorneo estadístico de familias de discontinuidades, orientación principal y grado de confiabilidad, variabilidad de sistemas y características cualitativas y cuantitativas de los atributos del análisis. Está diseñado para el análisis de los rasgos característicos relacionados con el análisis de ingeniería de las estructuras de roca. Sin embargo, el formato libre del archivo de datos permite el análisis de cualquier orientación de base de datos.

Aplicación: Análisis de la matriz de roca y de las estructuras y caracterización del macizo rocoso.

.

120

Anexo D


D1.2 UNWEDGE (ROCSCIENCE INC.)

Descripción: Unwedge (3.0) es un programa de visualización y análisis tridimensional de la estabilidad de excavaciones subterráneas en roca, basado en intersecciones de discontinuidades estructurales. Los factores de seguridad se calculan en las cuñas potencialmente inestables y el requerimiento de soporte puede modelarse empleando varios patrones de pernos de roca y shotcrete.

Aplicación: Análisis Bloque/Cuña de una excavación.

D1.3 UDEC (ITASCA CONSULTING GROUP, INC.)

Descripción: UDEC es un programa de elementos distintos para el modelamiento en dos dimensiones de rocas fracturadas sujetas a condiciones cuasi-estáticas o dinámicas de carga. Entre sus características se puede mencionar la simulación de desplazamientos largos (deslizamientos y aberturas) a lo largo de distintas superficies en medios discontinuos, el cual es tratado como un ensamblaje de bloques discretos poligonales (convexos o cóncavos) con esquinas redondeadas. Las discontinuidades

121

Anexo D


se consideran como bordes entre los bloques. Finalmente, el movimiento relativo entre las discontinuidades se encuentra regido por la relación fuerza-desplazamiento lineal y no lineal para movimientos en las direcciones de los esfuerzos normales y de corte.

Aplicación: Análisis de esfuerzos en macizos rocosos fracturados (bloques) alrededor de la excavación del túnel.

D1.4 PHASE2 (ROCSCIENCE INC.)

Descripción: Phase2 (5.0) es un programa de elementos finitos en el rango plástico de dos dimensiones para el cálculo de esfuerzos y desplazamientos alrededor de las excavaciones subterráneas y que puede emplearse para solucionar problemas de gran alcance en ingeniería minera y civil. Asimismo, se pueden analizar fallas progresivas, interacción de los soportes, entre otros.

Aplicación: Análisis de esfuerzos en macizos rocosos fracturados alrededor de una excavación.

122

Anexo D


D1.5 FLAC (ITASCA CONSULTING GROUP, INC.)

Descripción: FLAC es un programa bidimensional de diferencias finitas explícitas apropiado para modelar problemas geomecánicos continuos que involucran varias etapas, tales como excavaciones secuenciales, rellenos y cargas de diversa naturaleza. El método puede aceptar grandes desplazamientos y deformaciones, así como un comportamiento no lineal del material, aún cuando ocurra fluencia o la falla ocurre sobre un gran área o si sucede un colapso total. El esquema de solución explícita proporciona una solución estable para problemas físicamente inestables. Cabe resaltar que el acople con análisis térmico se encuentra disponible.

Aplicación: Análisis de esfuerzo/térmico de macizos rocosos fracturados alrededor del túnel de excavación.

D1.6 EXAMINE3D (ROCSCIENCE INC.)

Descripción: Examine3D v.4.0 es un programa de análisis de ingeniería para excavaciones subterráneas en roca. Aún cuando el programa fue desarrollado principalmente para el análisis del esfuerzo, sus herramientas de visualización de datos pueden aplicarse a un amplio rango de información tridimensional en trabajos de ingeniería minera y civil. Por ejemplo, ha sido utilizado para visualizar datos microsísmicos, tales como velocidad, parámetros de entrada y densidad de eventos.

Aplicación: Análisis de esfuerzos en macizos rocosos fracturados alrededor del túnel de excavación.

123

Anexo D


D1.7 MAP3D (MINE MODELLING PTY LIMITED)

Descripción: Map3D es un programa de análisis tridimensional de estabilidad de rocas, que incorpora el Método Indirecto de Elementos de Contorno y que emplea fuerzas ficticias en forma simultánea, desplazamiento de discontinuidades y propiedades especiales de los elementos de borde, incorporados en los análisis térmicos y no lineales. El programa es empleado para construir modelos, analizar y mostrar desplazamientos, deformaciones y factores resistentes y de esfuerzo. Se pueden mencionar las siguientes características: análisis tabular de esfuerzo 3D, opciones elásticas, no lineal. Capacidad de análisis del deslizamiento de la falla y fractura.

124

Anexo D


Simulación de diques rígidos, zonas débiles esquistosas y de relleno. Los modelos pueden incluir taludes, tajos abiertos, túneles, fracturas y excavaciones subterráneas con zonas de fluencia (no lineales) de diferentes módulos (e.g., diques rígidos o zonas de mineral blando) y cargas debido al flujo térmico en estado estable. Las excavaciones pueden ser intersectadas con múltiples fallas discretas (no planas y rellenas) que se deslizan y abren.

Aplicación: Análisis de esfuerzos en macizos rocosos fracturados alrededor de una excavación de mina.

D1.8 FLAC3D (ITASCA CONSULTING GROUP, INC.)

Descripción: FLAC 3D simula un comportamiento de deformación de las estructuras en 3 dimensiones, incluidos suelos, rocas u otros materiales continuos que puedan presentar un flujo plástico cuando alcanzan su resistencia última. Este programa emplea un esquema de discretización mixto para modelar el flujo plástico y el colapso. Un esquema de solución explícita permite una solución estable en procesos físicos inestables. Se dispone de cuatro tipos de estructuras: viga, cable, pila y placa. Los elementos de la placa pueden modelar el soporte planar, tales como revestimiento del túnel o trablestaca. FLAC 3D facilita el modelamiento del flujo de agua subterránea confinada y la disipación de la presión de poros, el cual incluye un análisis de consolidación.

Aplicación: Análisis de esfuerzos en macizos rocosos fracturados alrededor de una excavación de mina.

125

Anexo D


D1.9 CPILLAR (ROCSCIENCE INC.)

CPillar es una herramienta rápida y fácil de usar en la evaluación de la estabilidad del Pilar Corona superficial o subterráneo y con estratos horizontales en el techo. Los métodos de análisis incluyen un análisis rígido o elástico así como un análisis de dovela (no tensión), para las configuraciones de pilar, viga o placas.

Se puede llevar a cabo un análisis estadístico de la probabilidad de falla al ingresar las desviaciones estándares para los parámetros de material y de carga.

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