02 Texto Geomecanica 2013 i

Universidad Nacional del Centro del Perú Facultad de Ingeniería de Minas

Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas - 2013 I ASIGNATURA

“GEOMECÁNICA” Nombre del Profesor

: José AVELLANEDA PURI

Fecha de inicio

: 30 de Marzo de 2013

Fecha de finalización

: 16 de Junio de 2013

Módulo

: III (Formación Profesional)

Requisitos académicos

: Ingeniería Geológica y Evaluación de Reservas

Huancayo, 28 de Marzo de 2013

Asignatura de GEOMECÁNICA

CAÍDA DE ROCAS 1. INTRODUCCIÓN Los derrumbes y hundimiento de las excavaciones subterráneas han existido desde los inicios de la minería y probablemente van a continuar mientras ésta exista. La caída de roca probablemente no se elimine completamente debido a que las inestabilidades del terreno en muchos casos, no puede ser detectada antes de realizar las excavaciones mineras. La influencia de las condiciones geológicas estructurales deben de ser de particular interés para que los operadores puedan llevar un minado día a día en condiciones seguras. Las caídas de rocas es el principal riesgo en la minería subterránea a nivel .mundial. Por esta razón es primordial reconocer las diferentes condiciones del terreno que pueden conducir a una caída de rocas o derrumbe. El porcentaje de accidentes fatales en minería está íntimamente ligado a la caída, de rocas. Así, por ejemplo, en Ontario (Canadá) existe la siguiente estadística: Tipo de Accidente Caída de roca suelta Reventazón de rocas Caída de bloques grandes Durante el desatado Perforando para instalar pernos de roca Perforación de producción

Porcentaje de accidentes fatales 32% 11% 11% 20% 12% 14%

En el Perú las estadísticas también indican que la principal razón de accidentes fatales son las caídas de roca tal como se muestra en el siguiente cuadro. Comparación del número de accidentes fatales según tipo (1994 - 1997) AÑO Tipo de Accidente 1994 1995 1996 1997 Caída de rocas 42 36 40 30 Intoxicaciones 7 9 18 12 Explosiones 5 9 16 11 Caída de personas 12 15 10 7 El presente trabajo trata de presentar algunas herramientas de la mecánica de rocas que permitan evaluar las condiciones del macizo rocoso de tai manera de tomar las acciones correspondientes que eviten se produzcan accidentes fatales o incapacitantes. El desarrollo comprende 4 capítulos que contienen conceptos básicos tales como. Esfuerzos in situ e inducidos, clasificaciones geomecánicas sostenimiento de excavaciones y finalmente la identificación de condiciones del macizo rocoso, basado en conceptos mecánicos de la mecánica de rocas y en la experiencia en operaciones mineras subterráneas.

2. ESFUERZOS IN SITU E INDUCIDOS 2.1.

INTRODUCCIÓN

La roca a profundidad se encuentra sometida a esfuerzos resultantes del peso del estrato sobreyaciente y de esfuerzos remanentes de origen tectónico. Cuando se excava una abertura en dicha roca, el esfuerzo de campo es interrumpido [ocalmente y un nuevo grupo de esfuerzos son inducidos en la roca circundante a la abertura. El conocimiento de las magnitudes y direcciones de estos esfuerzos in situ e inducidos es un componente esencial del diseño de excavaciones subterráneas ya que, en muchos casos, la resistencia de la roca es excedida y la inestabilidad resultante puede tener graves consecuencias en el comportamiento de las excavaciones. Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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El presente capítulo trata el asunto de los esfuerzos in situ y asimismo los cambios en los esfuerzos que son inducidos cuando se excavan túneles o cavernas en roca sujeta a esfuerzos in situ. Los problemas asociados a la falla de la roca alrededor de las aberturas subterráneas y el diseño del sostenimiento de estas aberturas serán tratados en capítulos posteriores. A continuación se van a cubrir sólo aquellos temas que son esenciales que el lector conozca cuando trate con el análisis de la estabilidad inducida por esfuerzos y el diseño de sostenimiento para estabilizar la roca bajo estas condiciones. 2.2.

ESFUERZOS IN SITU

Considere un elemento de roca a una profundidad de 1,000 m debajo de la superficie. El peso de la columna vertical de la roca que descansa sobre este elemento es el producto de la profundidad y el peso unitario del macizo rocoso sobreyacente (típicamente unas 2.7 ton/m3 ó 0.027 MN/m3). En consecuencia, el esfuerzo vertical sobre el elemento es 2700 ton/m2 ó 27 MPa. Este esfuerzo es estimado a partir de la simple relación: v = z

(2.1)

Donde: v es el esfuerzo vertical  es el peso unitario de la roca z es la profundidad por debajo de la superficie Mediciones del esfuerzo vertical en varias zonas de proyectos de ingeniería de minas y civil en todo el mundo confirman que esta relación es válida, a pesar de que, tal como se ilustra en la Figura 2.1, hay una cantidad significativa de dispersión en las mediciones.

Figura 2.1 Mediciones de esfuerzos verticales en proyectos de ingeniería de minas y civil alrededor del mundo (Después de Hoeck y Brown 1978) Los esfuerzos horizontales que actúan sobre un elemento de roca a una profundidad z por debajo de la superficie son mucho más difíciles de estimar que los esfuerzos verticales.

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Normalmente, la relación entre el esfuerzo horizontal promedio y el esfuerzo vertical es denotada por la letra k de manera que: h = kv = kz

(2.2)

Terzaghi y Richart (1952) sugirieron que, para un macizo rocoso cargado gravitacionalmente en el que no se permitió deformación lateral durante la formación del estrato sobreyacente, el valor de “k” es independiente de la profundidad y es dado por k = v/(1-v) donde v es la relación de Poisson del macizo rocoso. Esta relación fue muy utilizada en los primeros días de la mecánica de rocas pero, como ya se explicó anteriormente, demostró ser imprecisa y es raramente utilizada hoy en día. Mediciones de los esfuerzos horizontales en obras de ingeniería de minas y civil alrededor del mundo muestran que la relación k tiene a ser más elevada a menor profundidad y que disminuye con la profundidad (Brown y Hoek, 1978, Herget, 1988). Con el fin de entender la razón para estas variaciones de los esfuerzos horizontales, es necesario considerar el problema en una escala mucho mayor que una de una sola obra. Sheorey (1994) desarrollo un modelo de esfuerzo térmico elasto-estático de la tierra. Este modelo considera la curvatura de la corteza y la variación de constantes elásticas, coeficientes de dilatación térmica y densidad a través de la corteza y el manto. No está dentro de los alcances de este capítulo efectuar una exposición detallada acerca del modelo de Sheorey, sin embargo el proporcionó una ecuación simplificada que puede ser utilizada para estimar la relación entre esfuerzos horizontales y verticales “k”. k = 0.25 + 7 Eh (0.001 + 1) (2.3) z donde z (m) es la profundidad debajo de la superficie y Eh (GPa) es el módulo de deformación promedio de la parte superior de la corteza de la Tierra medida en dirección horizontal. Esta dirección de medición es importante particularmente en rocas sedimentarias estratificadas, en las que el módulo de deformación puede ser bastante diferente en distintas direcciones. Un gráfico de esta ecuación se muestra en la Figura 1.2 para un rango de módulos de deformación. Las curvas que relacionan a k con la profundidad debajo de la superficie z son similares a las publicadas por Brown y Hoek (1978), Herget (1988) y otros para esfuerzos medidos in situ. Por ello, se considera que la ecuación 7.3 proporciona una base razonable para estimar el valor de k. Como lo señaló Sheorey, su trabajo no explica la ocurrencia de esfuerzos verticales medidos que son mayores que la presión de sobrecarga calculada, la presencia de esfuerzos horizontales muy elevados en algunos puntos o por qué los dos esfuerzos horizontales casi nunca son iguales. Estas diferencias se deben probablemente a los rasgos topográficos y geológicos locales que no pueden tenerse en cuenta en un modelo a gran escala como el propuesto por Sheorey.


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k = esfuerzo horizontal/esuerzo vertical 0

1

2

3

4

Profundidad bajo la superficie, z (m)

0

1000

E h (GPa) 10 25

2000

50 75 100

3000

Figura 2.2 Relación Entre esfuerzos horizontales y verticales para los diferentes módulos de deformación en base a la ecuación de Sheorey (Según Shorey, 1994) En los lugares donde los estudios di sensibilidad han demostrado que es probable que los esfuerzos in situ ejerzan una gran influencia sobre el comportamiento de las aberturas subterráneas, se recomienda que se midan dichos esfuerzos. Más adelante en este capitulo expondremos algunas sugerencias para establecer un programa de medición de esfuerzos. Esfuerzos Inducidos Cuando se ejecuta una excavación en un macizo rocoso, los esfuerzos in situ existentes previos a la excavación sufren una redistribución creándose un nuevo campo de esfuerzos inducidos en el macizo circundante a la excavación.


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Zona de separación de la línea de flujo que es análoga a una "Tensión" en una maqueta elástica.

Zona de amontonamiento de líneas de flujo lo que tiene analogía con la "Compresión" en una maqueta elástica.

Zona de aproximadamente tres veces el diámetro del obstáculo, fuera del cual sólo ocurren deflexiones insignificantes del flujo.

Dirección del flujo inalterado que es análoga a la dirección del cuerpo inducido de esfuerzos en un modelo elástico.

Figura 2.3 Deflexión de líneas de flujo alrededor de un obstáculo cilíndrico

JE

TA

V

O

A ET

Figura 2.4 Distribución de esfuerzos principales


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El efecto de la excavación en el campo de esfuerzos se puede comparar por analogía con el efecto que tendría el colocar un obstáculo en una corriente de aguas tranquilas, en este caso las líneas de flujo se desvían creándose zonas de concentración de líneas de flujo y zonas de separación de líneas de flujo (Figura 2.3). Esto mismo sucede cuando se ejecuta una excavación minera (galerías, chimeneas, tajeos, etc.). En este caso los esfuerzos principales sufren una redistribución alrededor de la excavación creándose zonas de compresión y zonas de tensión alrededor de la excavación. (Figura 2.4). Esta modificación del campo de esfuerzos es mayor en las zonas más próximas a la excavación y tiende a ser menor hasta hacerse imperceptible en las zonas más alejadas de la excavación. De manera general se puede considerar que una excavación genera esfuerzos inducidos perceptibles hasta una distancia de tres veces el ancho máximo de la misma. La manera en que los esfuerzos inducidos afectarán la estabilidad de la excavación estará en función a los esfuerzos in situ, a las propiedades de resistencia del macizo rocoso y a la geometría de la excavación.

3. CLASIFICACIÓN DE LOS MACIZOS ROCOSOS 3.1. INTRODUCCIÓN Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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Durante las etapas de diseño de factibilidad y preliminar de un proyecto, cuando se cuenta con muy poca información detallada acerca del macizo rocoso y sus tensiones y características hidrológicas, la utilización de un sistema de clasificación de macizos rocosos puede ser de gran ayuda. En la forma más simple, esto puede significar la utilización del sistema de clasificación a manera de lista de control para garantizar que toda la información relevante haya sido considerada. Al otro extremo del espectro, se puedan utilizar uno o más sistemas de clasificación en la construcción de una imagen de la composición y características del macizo rocoso para proporcionar estimados iníciales de los requerimientos de sostenimiento y para proporcionar estimados de las propiedades de resistencia y deformación del macizo rocoso. Es importante comprender que la utilización de un sistema de clasificación de los macizos rocosos no reemplaza (y no puede reemplazar) a algunos de los procedimientos de diseño más elaborados. Sin embargo, para utilizar estos procedimientos de diseño se requiere tener acceso a información relativamente detallada acerca de los esfuerzos in-situ, las propiedades del macizo rocoso y la secuencia de excavación que se pretende seguir, ninguno de los cuales podría estar disponible en una etapa temprana del proyecto. A medida que esta información se va haciendo disponible, el uso de los sistemas de clasificación del macizo rocoso deben ir siendo actualizados y utilizados junto con análisis específicos al sitio. 3.2. CLASIFICACIÓN INGENIERIL DE LOS MACIZOS ROCOSOS Los sistemas de clasificación de los macizos rocosos han venido desarrollándose desde hace más de 100 años desde que Ritter (1879) hizo fu intentos por formalizar un enfoque empírico del diseño de túneles, en particular para determinar los requerimientos de sostenimiento. Aunque los sistemas de clasificación son apropiados para su aplicación original, especialmente si se utilizan dentro de los límites de los estudios de casos prácticos a partir de los cuales fueron desarrollados, se debe tener bastante cuidado en la aplicación de las clasificaciones de los macizos rocosos a otros problemas de ingeniería de rocas. En este capítulo, se presentan resúmenes de algunos de los sistemas de clasificación más importantes, y aunque se hizo todo lo posible por presentar toda la información relevante de los textos originales, hay varias notas y comentarios que no pudieron ser incluidos. El lector interesado debe tratar, en la medida de lo posible, de leer las referencias citadas para que pueda apreciar en una forma completa el uso, la aplicabilidad y las limitaciones de cada sistema. La mayoría de sistemas de clasificación de varios parámetros (Wickham et al (1972) Bieniawski (1973, 1989) y Barton et al (1974)) fueron desarrollados a partir de estudios de casos prácticos de ingeniería civil en los que se incluyeron todos los componentes de carácter geológico-ingenieril del macizo rocoso. Sin embargo, en la minería subterránea en roca dura, especialmente en niveles profundos, la meteorización del macizo rocoso y la influencia del agua por lo general, no son de gran importancia y pueden ser ignoradas. Los diferentes sistemas de clasificación ponen distinto énfasis en los diversos parámetros, y se recomienda que se utilicen por lo menos dos métodos en cualquier lugar durante las primeras etapas de un proyecto. 3.2.1. Clasificación de los macizos rocosos de Terzaghi La más antigua referencia al uso de la clasificación de los macizos rocosos para el diseño del sostenimiento de túneles se encuentra en un documento elaborado por Terzaghi (1946) en el que las cargas de la roca, soportadas por cerchas de acero, son estimadas en base a una clasificación descriptiva. Aunque no sería de utilidad incluir detalles de la clasificación de Terzaghi en esta exposición acerca del diseño de sostenimiento, es interesante examinar las descripciones del macizo rocoso incluidas en su texto original, ya que el autor dirige la atención a aquellas características que dominan el comportamiento del macizo rocoso, particularmente en situaciones en las que la gravedad constituye la fuerza motora dominante. Las definiciones claras y concisas y los comentarios prácticos incluidos en estas descripciones son buenos ejemplos del tipo de información geológico ingenieril que son de mayor utilidad en el diseño ingenieril. Las descripciones de Terzaghi (citadas directamente de su texto) son:


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La roca intacta no contiene ni juntas ni grietas. Por lo tanto, cuando se rompe, lo hace a través de la roca sana. Debido a los daños a la roca a causa de la voladura, pueden caer del techo lajas o fragmentos de roca varias horas o varios días después de la voladura. A esto se le conoce como una condición de liberación o relajamiento. La roca dura intacta también puede encontrarse en una condición de reventazón la que implica el desprendimiento espontáneo y violento de láminas de roca de las paredes o del techo. La roca estratificada está constituida por estratos individuales con poca o ninguna resistencia a la separación a lo largo del plano limítrofe entre estratos. Los estratos pueden haberse debilitado o no debido a juntas transversales. En este tipo de roca, la condición de desprendimiento es más o menos común. La roca medianamente fisurada contiene juntas y grietas capilares, pero los bloques entre las juntas están soldados o se encuentran tan estrechamente entrelazados que las paredes verticales no requieren de refuerzo lateral. En rocas de este tipo, se pueden encontrar tanto condiciones de relajamiento como condiciones de reventazón. La roca agrietada en bloques está compuesta por fragmentos de roca químicamente intacta o casi intacta, los cuales se encuentran totalmente separados uno del otro e imperfectamente entrelazados. En este tipo de roca, las paredes verticales pueden requerir de refuerzo lateral. La roca triturada pero químicamente inalterada tiene la apariencia de un producto chancado sin cribar. Si la mayoría o todos los fragmentos son del tamaño de arena fina y no ha ocurrido recementación, la roca triturada que se encuentra por debajo del nivel de la napa freática presenta las propiedades de una arena saturada. La roca extrusiva avanza lentamente por el túnel sin incremento perceptible del volumen. Un prerrequisito para esto es un porcentaje elevado de partículas microscópicas y sub-microscópicas de minerales micáceos o minerales arcillosos de poca capacidad de esponjamiento. La roca expansiva avanza básicamente en el túnel a causa de su expansión. La capacidad de esponjamiento parece limitarse a las rocas que contienen minerales arcillosos como la montmorillonita, con una alta capacidad de expansión.

3.2.2. Clasificaciones que implican el tiempo de Auto-Soporte Lauffer (1958) propuso que el tiempo de auto-soporte para una abertura sin sostenimiento está relacionado a la calidad del macizo rocoso en el que se excava la abertura. En un túnel, la abertura sin sostenimiento se define como el ancho del túnel o la distancia entre el frente y el sostenimiento más cercano, si éste es mayor que el ancho del túnel. La clasificación original de Lauffer ha sido desde entonces modificada por una serie de autores, en particular Pacher et al (1974), y ahora forma parte del' enfoque general de excavación de túneles conocido como el Nuevo Método Austriaco de Excavación de Túneles. La relevancia del concepto del tiempo de auto-soporte es que un incremento en el ancho del túnel conduce a una reducción significativa en el tiempo disponible para la instalación del soporte. Por ejemplo, un túnel piloto pequeño puede ser construido con éxito con un soporte mínimo, mientras que un túnel con un ancho mayor en el mismo macizo rocoso puede no ser estable sin la instalación inmediata de sostenimiento substancial. El Nuevo Método Austríaco de Excavación de Túneles comprende una serie de técnicas para una excavación segura de túneles en condiciones de la roca en que el tiempo de auto-soporte es limitado antes de que ocurra una falla. Entre estas técnicas está el uso de galerías de avance más pequeñas y el banqueo o el empleo de socavones múltiples para formar un anillo reforzado dentro del cual pueda excavarse la masa del túnel. Estas técnicas son aplicables en rocas blandas tales como lutitas, filitas y lodolitas en las que es probable que ocurran problemas de extrusión y esponjamiento, descritos por Terzaghi (ver sección anterior). Las técnicas también pueden aplicarse cuando se excava túneles en roca excesivamente fracturada, aunque se debe tener mucho cuidado en tratar de aplicar estas técnicas a excavaciones en rocas duras en las que ocurren diferentes mecanismos de falla. Para el diseño de sostenimiento de excavaciones en roca dura, es prudente asumir que la estabilidad del macizo rocoso que circunda a la excavación no es dependiente del tiempo. En consecuencia, si una cuña estructuralmente definida es expuesta en el techo de una excavación, éste caerá en cuanto Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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se retire la roca que lo sostiene. Esto puede ocurrir en el momento de la voladura o durante la subsiguiente operación de desquinche. Si es necesario mantener dicha cuña en el lugar, o incrementar el margen de seguridad, es esencial que el soporte sea instalado lo más pronto posible, de preferencia antes de remover la roca que sostiene la cuña completa. Por otro lado, en una roca sometida a gran esfuerzo, la falla será inducida generalmente por cierto cambio en el campo de esfuerzos que rodea a la excavación. La falla puede ocurrir en forma gradual y manifestarse como un lajeo o puede ocurrir repentinamente en forma de un estallido de la roca por presión. En cualquiera de los casos, el diseño del sostenimiento debe tener en cuenta el cambio en el campo de esfuerzos en lugar del tiempo de auto-soporte de la excavación. 3.2.3. Índice de calidad de la roca (RQD) Rock Quality Designation desarrollado por Deere (Deere et al 1967) para proporcionar un estimado cuantitativo de la calidad del macizo rocoso a partir de los registros de testigos de perforación. El RQD es definido como el porcentaje de trozos de testigo intactos de longitud superior a 100 mm (4 pulgadas) de la longitud total del testigo. El testigo debe ser de un diámetro mínimo NK (54.7 mm o 2.15 pulgadas) y debe ser perforado con un saca testigos de doble tubo. Los procedimientos correctos para medir la longitud de los trozos de testigo y el cálculo del RQD se encuentran resumidos en la Figura 3.1. Palmstrom (1982) sugirió que, cuando no hay testigo disponible pero hay señales visibles de discontinuidades en exposiciones superficiales o galenas de exploración, el RQD puede ser estimado a partir del número de discontinuidades por unidad de volumen. La relación sugerida para los macizos rocosos sin arcilla es: (3.1)

RQD = 115 – 3.3 Jv

donde Jv es la suma del número de juntas por unidad de longitud para todas las familias de juntas (discontinuidades) conocida como el conteo volumétrico de juntas.

L=38 cm

RQD(%)= Sum. de long. de trozos > 10cm x 100 Long. total del testigo RQD(%)=

L=0

trozos de longitud en el eje <10cm

L=20 cm

L=43 cm

Rotura mecanica por la perforacion

Longitud toel de testigo = 200 cm

L=17 cm

38 + 17 + 20 + 43 x 100 200

RQD(%)= 591

(Rpta.)

L=0

sin resuperacion

Figura 3.1 Procedimiento para medir y calcular el RQD (Según Deere, 1989) El RQD es un parámetro dependiente de la dirección y su valor puede cambiar significativamente, dependiendo de la orientación del sondeo. El empleo del conteo volumétrico de juntas puede ser de gran utilidad para reducir esa dependencia de la dirección. Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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El RQD está diseñado para representar la calidad del macizo rocoso in sita. Cuando se utilicen testigos de perforación diamantina se deberá tener cuidado en asegurar que las fracturas, que han sido causadas por el proceso de manejo o perforación, sean identificadas e ignoradas al determinar el valor del RQD. Cuando se utilice la relación de Palmstrom para el mapeo de exposiciones, las fracturas inducidas por la voladura no deben ser incluidas al estimar el Jv. El RQD de Deere ha sido ampliamente utilizado, particularmente en Norteamérica, durante los últimos 25 años. Cording y Deere (1972), Merritt (1972) y Deere y Deere (1988) han intentado relacionar el RQD a los factores de carga de roca de Terzaghi y a los requerimientos de pernos de roca en túneles. En el contexto de esta exposición, el uso más importante del RQD es como componente de las clasificaciones del macizo rocoso RMR y O, que serán cubiertas posteriormente en este capítulo. 3.2.4. Índice RSR (Rock Structure Rating) Wickham et al (1972) efectuó la descripción de un método cuantitativo para describir la calidad de un macizo rocoso y para seleccionar el sostenimiento apropiado en base a su clasificación según la capacidad de la estructura de la roca (RSR). La mayoría de estudios de casos prácticos utilizados en el desarrollo de este sistema, fueron para túneles relativamente pequeños sostenidos mediante cerchas de acero, aunque históricamente este sistema fue el primero en hacer referencia al sostenimiento con shotcrete (concreto lanzado). Pese a esta limitación, vale la pena examinar el sistema de RSR con cierto detalle, ya que él demuestra la lógica involucrada en el desarrollo de un sistema de clasificación del macizo rocoso semi-cuantitativo. La importancia del sistema del RSR, en el contexto de esta exposición, es que introdujo el concepto de calificar cada uno de los componentes listados a continuación para alcanzar un valor numérico del RSR = A + B + C. 1. Parámetro A, Geología: Apreciación general de la estructura geológica en base a: a. Origen del tipo de roca (ígnea, metamórfica, sedimentaria). b. Dureza de la roca (dura, media, blanda, descompuesta). c. Estructura geológica (masiva, ligeramente fallada/plegada, moderadamente fallada/plegada, intensamente fallada/plegada). 2. Parámetro B, Geometría: Efecto del patrón de discontinuidades con respecto a la dirección del avance del túnel en base a: a. Espaciamiento de las juntas. b. Orientación de las juntas (rumbo y buzamiento). c. "Dirección del avance del túnel. 3. Parámetro C: Efecto del afluente de agua subterránea y la condición de las juntas en base a: a. Calidad general del macizo rocoso en base a la combinación de A y B. b. Condición de las juntas (buena, regular, mala). c. Cantidad del afluente de agua (en galones por minuto por 1000 pies de túnel).


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Observe qeu la clasificacion del RSR utilizaba unidades imperiales, las que hemos mantenido en esta exposicion.

Avance segun el buzamiento

En las Tablas 3.1, 3.2, 3.3 se reproducen tres tablas del docmento preparado por Wickham en 1972. Estas tablas pueden ser utilizadas para evaluar la clasificacion de cada uno de estos parametros para llegar al valor del RSR (maximo RSR = 100). Por ejemplo, una roca metamorfica dura que se encuentra ligeramente plegada o fallada tiene una valoracion de A = 22 (de la tabla 3.1). El macizo rocoso moderadamente fisurado, con juntas de rumbo perpendicular al eje del tunel que esta siendo excavado de este a oeste, y buzamiento entre 20º y 50º.

Avance contra el buzamiento

La tabla 3.2 presentya la clasificacion para B = 24 para la excavacion hacia el buzamiento (definida en el grafico del margen)

El valor de A + B = 46, lo que significa que, para juntas de condición regular (ligeramente meteorizada y alterada) y agua de una afluencia moderada de entre 200 y 1,000 galones por minuto, la Tabla 3.3 da la calificación para C = 16. En consecuencia, el valor final del RSR = A + B + C = 62.

Concreto

70

Perno de Roca de 1pulg. de diametro

20 6H

RSR

60 50

F 31 8W

40

F 48 8W

30

Limite practico para Cerchas y espacio entre pernos

20 10 0

1

2

3

4

5

6

7

8

Espaciamiento entre Cerchas - Pies Espaciamiento entre pernos de roca - Pies Espesor del concreto lanzado - Pulgadas

Figura 3.2 Estimados del RSR para un túnel circular dé 24 pies (7.3 m) de diámetro. Observe que los pernos de roca y el concreto lanzado por lo general son utilizados juntos. (Según Wickham et al 1972) Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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En la Figura 3.2, se muestra un conjunto típico de curvas de predicción para un túnel de 24 pies de diámetro, el que muestra que, para el valor RSR de 62 deducido anteriormente, el sostenimiento anticipado sería de 2 pulgadas de shotcrete y pernos de roca de 1 pulgada de diámetro espaciadas en centros de 5 pies. Tal como se indica en la figura, las cerchas de acero estarían espaciadas más de 7 pies y no serían consideradas una solución práctica para el sostenimiento de este túnel. Para el túnel del mismo tamaño en un macizo rocoso con RSR = 30, el sostenimiento podría ser provisto por cerchas de acero de 8 WF espaciados 3 pies, o mediante 5 pulgadas de shotcrete y pernos de anclaje de 1 pulgada de diámetro espaciados en centros de 2.5 pies. En este caso, es probable que la solución con cerchas de acero sea más económica y más efectiva que la utilización de pernos de roca y shotcrete. Aunque el sistema de clasificación del RSR no es muy utilizado hoy en día, el trabajo de Wickham et al desempeñó un papel importante en el desarrollo de los sistemas de clasificación expuestos en las secciones restantes, de este capítulo.

Ígnea Metamórfic a Sedimenta ria Tipo 1 Tipo 2 Tipo 3 Tipo 4

Tabla 3.1: Clasificación del RSR: Parámetro A: Geología general del área TIPO BÁSICO DE ROCA ESTRUCTURA GEOLÓGICA Dur Medi Bland Descompue a a a sta Ligeramen Moderadame Intensame 1 2 3 4 te nte nte Masiv 1 2 3 4 Plegada o Plegada o Plegada o a 2

3

4

4

Fallada 30 27 24 19

22 20 18 15

Fallada 15 13 12 10

Fallada 9 8 7 6

Tabla 3.2: Clasificación del RSR: Parámetro B: Patrón de juntas, dirección de excavación Rumbo perpendicular al Eje Rumbo paralelo al Eje Dirección de avance Dirección de Avance Buzamiento Según Contra el Promedio de Ambas Cualquier Dirección Buzamiento Buzamiento las Juntas Juntas Buzamiento de juntas prominentesa Buzamiento Prominentes Echado Echado Inclinado Vertical Inclinado Vertical Inclinado Vertical 1. 2 in 9 11 13 10 12 9 9 7 2. 2-6 in 13 16 19 15 17 14 14 11 3. 6-12 in 23 24 28 19 22 23 23 19 4. 1-2 ft 30 32 36 25 28 30 28 24 5. 2-4 ft 36 38 40 33 35 36 24 28 6. Masivo, 40 43 45 37 40 40 38 34 4 ft Tabla 3.3: Valoración de la Estructura de la Roca: Parámetro C: Agua subterránea, condición de juntas Suma de Parámetros A + B 13-44 45-75 Afluencia de agua prevista Gpm/1000 ft de túnel Condición de las juntasb Buena Regular Mala Buena Regular Mala Nula 22 18 12 25 22 18 Ligera, 200 gpm 19 15 9 23 19 14 Moderada, 200-1000 gpm 15 22 7 21 16 12 Alta, 1000 gpm 10 8 6 18 14 10


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Asignatura de GEOMECÁNICA a

BUZAMIENTO: echado (0°-20°); inclinado (20°-50°); y vertical (50°-90°) CONDICIÓN DE LAS JUNTAS: buena (compactas o cementadas); regular (ligeramente meteorizadas o alteradas); mala (intensamente meteorizada, alterada o abierta). b

3.3.

CLASIFICACIÓN GEOMECÁNICA

Bieniawski (1976) publicó los detalles de una clasificación del macizo rocoso denominada la Clasificación Geométrica o el índice RMR (Rock Mass Rating). A través de los años, este sistema ha sido refinado con éxito a medida que se han examinado más registros de casos y el lector debe estar consciente de que Bieniawski ha efectuado cambios significativos en las valoraciones asignadas a los diferentes parámetros. La exposición que presentamos a continuación se basa en la versión de la clasificación de 1989 (Bieniawski, 1989). Los seis parámetros siguientes son utilizados para clasificar un macizo rocoso empleando el sistema de RMR: 1. 2. 3. 4. 5. 6.

Resistencia a la compresión simple del material rocoso índice de la Calidad de la Roca (RQD) Espaciamiento de las discontinuidades Estado de las discontinuidades Estado del agua subterránea Orientación de las discontinuidades

Para la aplicación de este sistema de clasificación, el macizo rocoso se divide en una serie de regiones estructurales y cada región es clasificada por separado. Los límites de las regiones estructurales generalmente coinciden con un rasgo estructural principal como por ejemplo una falla o con un cambio en el tipo urológico de roca. En algunos casos, cambios significativos en el espaciamiento o características de las discontinuidades, dentro del mismo tipo de roca, pueden implicar la división del macizo rocoso en una serie de regiones estructurales pequeñas. El sistema RMR se presenta en la Tabla 3.4, mostrando las puntuaciones para cada uno de los seis parámetros listados anteriormente. Estas-.puntuaciones son sumadas para dar un valor RMR. El siguiente ejemplo ilustra el uso de estas tablas para llegar a un valor RMR. EJEMPLO: Se va construir un túnel a través de granito ligeramente meteorizado con una familia de juntas de un buzamiento de 60° contra la dirección de excavación. Los ensayos de referencia y el logueo de los testigos de perforación diamantina arrojan valores del índice de resistencia bajo carga puntual de 8 MPa y valores del RQD promedio del 70%. Las juntas ligeramente rugosas y ligeramente meteorizadas con una separación de < 1 mm, se encuentran espaciadas 300 mm. Las condiciones de excavación del túnel se anticipa que serán húmedas.

TABLA 3.4: A.1 3.4: A.2 3.4: A.3 3.4: E.4 3.4: A.5 3.4: B

El valor RMR es determinado de la siguiente manera: ITEM VALOR VALORACIÓN Índice de carga puntual 8 Mpa 12 RQD 70% 13 Espaciamiento de discontinuidades 300 mm 10 Estado de discontinuidades Nota 1 22 Agua subterránea Húmedo 7 Ajuste para orientación de juntas Nota 2 -5 Total 59

Nota 1. Para superficies de discontinuidades ligeramente rugosas v alteradas con una separación de < 1 mm, la Tabla 3.4.A.4 presenta una valoración de 25. Si se encuentra disponible información más detallada, se puede utilizar la Tabla 3.4.E para obtener una valoración más refinada. En consecuencia, en este caso, la valoración es la suma de: 4 (longitud de discontinuidad de 1-3 m), 4 (separación 0.1-1.0 mm), 3 (ligeramente rugosa), 6 (sin relleno) y 5 (ligeramente meteorizada) = 22. Nota 2. La Tabla 3.4.F presenta una descripción de 'Regular' para las condiciones asumidas en qué el túnel es excavado contra el buzamiento de una familia de juntas con buzamiento de 60a. Utilizando esta descripción para Túneles y Minas' en la Tabla 3.4.B presenta una valoración de ajuste de -5. Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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Bieniawski (1989) publicó una serie de lineamientos para la selección del sostenimiento de túneles en roca para los que se ha determinado el valor del RMR. Estos lineamientos se encuentran reproducidos en la Tabla 3.5. Observe que estos lineamientos han sido publicados para un túnel en forma de herradura de un vano de 10 m, construido utilizando los métodos de perforación y voladura, en un macizo rocoso sometido a un esfuerzo vertical < 25 MPa (equivalente a una profundidad por debajo de la superficie de <900 m). Para el caso considerado anteriormente, con un RMR = 59, la Tabla 3.5 sugiere que un túnel podría ser excavado mediante galerías de avance superior y bancos, con 1.5 a 3 m de avance en la galería de avance superior. Se debe instalar soporte después de cada voladura, y dicho soporte será colocado a una distancia máxima de 10 m del frente. Se recomienda una instalación sistemática de pernos en roca, utilizando pernos de 4. m de longitud y 20 mm de diámetro completamente cementados y espaciados 1.5 a 2 m en el empino y las paredes. Se recomienda utilizar malla de alambre, con 50 a 100 mm de shotcrete para el empino y 30 mm de shotcrete para las paredes. El valor del RMR de 59 indica que el macizo rocoso se encuentra en el límite 16 entre las categorías de 'Roca regular' y 'Roca buena'. En las etapas iníciales de diseño y construcción, es aconsejable utilizar el sostenimiento sugerido para roca regular. Si la construcción está progresando bien sin ningún problema de estabilidad, y el sostenimiento está funcionando muy bien, sería posible reducir en forma gradual los requerimientos de sostenimiento a aquellos indicados para un macizo rocoso bueno. Además, si se requiere que la excavación sea estable por un corto período de tiempo, es aconsejable probar el soporte menos costoso y extenso recomendado para roca buena. Sin embargo, si se espera que el macizo rocoso que circunda la excavación experimente grandes cambios en los esfuerzos inducidos por el minado, se deberá instalar un soporte, más sustancial apropiado para roca regular. Este ejemplo indica que se requiere de una gran cuota de criterio para aplicar la clasificación del macizo rocoso en el diseño de sostenimiento. Cabe resaltar que la Tabla 3.5 no ha tenido mayor revisión desde el año 1973. En muchas aplicaciones de ingeniería minera y civil, se puede considerar el uso de shotcrete reforzado con fibras de acero en lugar de malla de alambre y shotcrete. Tabla 3.4: Sistema de RMR (Según Bieniawski 1989) A. PARÁMETROS DE CLASIFICACIÓN Y SUS VALORACIONES PARÁMETRO RANGO DE VALORES Índice de resistencia bajo carga puntual

10 Mpa

4-10 Mpa

2-4 Mpa

1-2 Mpa

Resistencia a la compresión simple

250 Mpa

100-250 Mpa

50-100 Mpa

25-50 Mpa

15

12

7

4

Para este bajo rango es preferible un ensayo de compresión simple 51-5 5 25 Mp Mp Mp a a a 2 1 0

90%-100%

75%-90%

50%-75%

25%-50%

25%

20

17

13

8

3

2m

0.6-2 m

200-600 mm

60-200 mm

60 mm

20

15 Superficies ligeramente rugosas Separación

10 Superficies ligeramente rugosas Separación

8 Superficie s pulidas, o Relleno de

1

2

3

4

Puntuación RQD Calidad del testigo de perforación Puntuación Espaciado entre discontinuidade s Puntuación Condiciones de las discontinuidade s (Ver E)

Superficies muy rugosas Discontinuas


5 Relleno de falla suave 5 mm de espesor, o Separación 5 Página 15 de 73


5

Puntuación Afluencia por 10 m de longitud del túnel (l/m) (Presión de agua en las juntas) / ( principal mayor) Condiciones generales Puntuación

1 mm

1 mm

Paredes ligeramente meteorizada s 25

Paredes altamente meteorizada s 20

Ninguna

10

0

No hay separación Paredes intactas 30

Completament e seco 15

falla 5 mm de espesor, o Separació n 1-5 mm

mm

Continuas

Continuas 10

0

10-25

25-125

125

0.1

0.1-0.2

0.2-0.5

0.5

Húmedo

Mojado

Goteando

Fluyendo

10

7

4

0

B. AJUSTE DE LA PUNTUACIÓN PARA LA ORIENTACIÓN DE DISCONTINUIDADES (Ver F) Orientaciones de rumbo y buzamiento

Puntuaciones

Muy favorable

Favorable

Regular

Desfavorable

Muy desfavorable

Túneles y minas

0

-2

-5

-10

-12

Cimentaciones

0

-2

-7

-15

-25

Taludes

0

-2

-25

-50

C. CLASES DE MACIZOS ROCOSOS DETERMINADOS A PARTIR DE LA PUNTUACIÓN TOTAL Valoración

100-81

80-61

60-41

40-21

21

Categoría

Roca Tipo I

Roca Tipo II

Roca Tipo III

Roca Tipo IV

Roca Tipo V

Roca muy buena

Roca buena

Roca regular

Roca mala

Roca muy mala

Descripción

D. SIGNIFICADO DE LAS CLASES DE ROCA Categoría

Roca Tipo I

Roca Tipo II

Roca Tipo III

Roca Tipo IV

Roca Tipo V

20 años para tramo de 15 m

1 año para un tramo de 10 m

1 semana para tramo de 5 m

10 horas para tramo de 2.5 m

30 min para tramo de 1 m

Cohesión del macizo rocoso (kPa)

400

300-400

200-300

100-200

100

Angulo de fricción del macizo rocoso

45°

35-45°

25-35°

15-25°

15°

Tiempo promedio de autosoporte

E. LINEAMIENTOS PARA CLASIFICACIÓN DE LAS CONDICIONES DE DISCONTINUIDAD 1 m 20 m Longitud de 1-3 m 3-10 m 10-20 m Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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discontinuidad (persistencia) Puntuación Separación (apertura) Puntuación

6

4

2

1

0

Cerrada

0.1 mm

0.1-1.0 mm

1-5 mm

 5 mm

6

5

1

0

Rugosidad

Muy rugosa

Rugosa

Lisa

Pulida

Puntuación

6

5

4 Ligeramente rugosa 3

0

Ninguna

Relleno duro 5mm

Relleno duro  5 mm

6 No meteorizada 6

4 Ligeramente meteorizada 5

2 Moderadamente meteorizada 3

1 Relleno blando 5 mm 1 Altamente meteorizada 1

Relleno (relleno de falla) Puntuación Meteorización Puntuación

Relleno blando 5 mm 0 Descompuesta 0

F. EFECTO DE LA ORIENTACIÓN DE RUMBO Y BUZAMIENTO DE LAS DISCONTINUIDADES EN LA PERFORACIÓN DE TÚNELES ** Rumbo de discontinuidad PERPENDICULAR al eje del Rumbo de discontinuidad PARALELO al túnel eje del túnel Excavación hacia (con el) Excavación hacia (con el) el Buzamiento 45°Buzamiento 20°el buzamiento buzamiento 90° 45° Buzamiento 45°-90° Buzamiento 20°-45° Muy favorable Favorable Muy desfavorable Regular Excavación contra el Excavación contra el Buzamiento 0-20°, independiente del buzamiento buzamiento rumbo Buzamiento 45°-90° Buzamiento 20°-45° Regular (moderado) Desfavorable Regular (moderado) * Algunas condiciones se excluyen mutuamente. Por ejemplo, si hay relleno presente, la rugosidad de la superficie será opacada por la influencia del relleno de falla. En dichos casos utilice A4 directamente. ** Modificado según Wickman et al (1972)

Tabla 3.5: Lineamientos para la excavación y sostenimiento de túneles en roca de vano de 10 m de conformidad con el sistema RMR (Según Bieniawski 1989) PERNOS DE CLASIFICACIÓN ROCA (20 mm CONCRETO CERCHAS DE DEL MACIZO EXCAVACIÓN diám. totalmente LANZADO ACERO ROCOSO cementado) I. Roca muy A frente completo Generalmente no se requiere sostenimiento, excepto buena avance de 3m. ocasionalmente pernos de roca RMR: 81-100 Localmente pernos A frente completo, de 3 m de long. avance de 1.0 a 1.5 50 mm en el Instalados en el II. Roca buena m. techo, donde No techo, espaciados RMR: 61-80 Instalar el se requiera. 2.5 m, sostenimiento a 20 ocasionalmente con m del frente. malla metálica. Excavación Pernos sistemáticos superior y banqueo, de 4 m de long., 50-100 mm en III. Roca avance superior de espaciamiento 1.5el techo y 30 regular No 1.0 a 1.5 m en el 2 m en el techo y mm en las RMR: 41-60 techo. Iniciar el paredes con malla paredes. sostenimiento metálica en el Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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IV. Roca mala RMR: 21-40

V. Roca muy pobre RMR: 20

3.4.

después de cada voladura. Culminar el sostenimiento 10 m del frente. Excavación superior y banqueo, avance de 0.5 a 1.5 m en el techo. Instalación de sostenimiento junto con la excavación a 10 m del frente. Galerías múltiples de avance superior de 0.5 a 1.5 m. Instalar sostenimiento junto con la excavación. Aplicación de shotcrete lo más pronto posible después de la voladura.

techo.

Pernos sistemáticos de 4-5 m de long., espac. 1-1.5 m en el techo y paredes con malla metálica.

100-150 mm en el techo y 100 mm en las paredes.

Cerchas ligeras espac. 1.5 m donde se requiera.

Pernos sistemáticos 5-6 m de long., espaciado de 1 a 1.5 m en el techo y las paredes con malla metálica.

150-200 mm en el techo, 150 mm en las paredes y 50 mm en el frente.

Cerchas medidas a pesadas espaciadas 0.75 m con revestimiento de acero y estacas de avance, de ser necesario.

MODIFICACIONES AL RMR PARA LA MINERÍA

El sistema RMR de Bieniawski se basó originalmente en estudios de casos prácticos de ingeniería civil. En consecuencia, la industria minera tendía a considerar esta clasificación algo conservadora, por lo que se han propuesto varias modificaciones con el fin de hacer que la clasificación sea más apropiada para aplicaciones en la minería. Un amplio resumen de estas modificaciones fue recopilado por Bieniawski (1989). Laubscher (1977, 1984) Laubscher y Taylor (1976) y Laubscher y Page (1990) han descrito un sistema RMR Modificado para la minería. Este sistema del MRMR toma el valor básico RMR tal como lo definió Bieniawski y lo ajusta para que explique los esfuerzos in-situ e inducidos, los cambios en los esfuerzos y los efectos de la voladura y la meteorización. Un grupo de recomendaciones de sostenimiento están asociadas al valor del MRMR resultante. Al utilizar el sistema MRMR de Laubscher, se debe tener presente que muchos de los estudios de casos en los que se basa provienen de operaciones por el método de hundimiento. Originalmente, el método de hundimiento por bloques utilizado en las minas de asbesto del África sirvieron de base para las modificaciones, pero, subsiguientemente, otros estudios de casos prácticos de todo el mundo han sido añadidos a la base de datos. Cummings et al (1982) y Kendorski et al (1983) también han modificado la clasificación del RMR de Bieniawski para producir el sistema MBR (RMR básico modificado) para la minería. Este sistema fue desarrollado para operaciones por el método de hundimiento en los Estados Unidos. Comprende el uso de diferentes valoraciones para los parámetros originales utilizados para determinar el valor del RMR y el subsecuente ajuste del valor MBR resultante para considerar daños por voladura, esfuerzos inducidos, rasgos estructurales, distancia desde el frente del derrumbe y dimensión del bloque de hundimiento. Las recomendaciones de sostenimiento se presentan para galenas aisladas o de desarrollo así como para el sostenimiento final de intersecciones y socavones.

3.5.

ÍNDICE DE CALIDAD DE EXCAVACIÓN DE TÚNELES EN ROCA “Q”


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En base a la evaluación de un gran número de estudios de casos prácticos de excavaciones subterráneas, Barton et al (1974) del Instituto Geotécnico de Noruega propuso un Índice de Calidad de Excavación de Túneles (Q) para la determinación de las características del macizo rocoso y los requerimientos de sostenimiento del túnel. El valor_ numérico del índice Q varía en una escala logarítmica de 0.001 a un máximo de 1,000 y se define por: Q = RQD * Jr * Jw Jn Ja SRF

(3.2)

Donde: RQD Jn Jr Ja Jw SRF

: : : : : :

es el Índice de Calidad de Roca es el número de familia de juntas es el índice de rugosidad de las juntas es el índice de alteración de las juntas es el factor de reducción por presencia de agua en las juntas es el factor de reducción por esfuerzos

Para explicar el significado de los parámetros utilizados para determinar el valor de Q., Barton et al (1974) ofrecen los siguientes comentarios: El primer cociente (RQD/Jn), que representa la estructura del macizo rocoso, es una medida rudimentaria del tamaño de los bloques o de las partículas, con los dos valores extremos (100/0.5 y 10/20) diferenciándose en un factor de 400. Si el cociente es interpretado en unidades de centímetros, los 'tamaños de partícula' extremos de 200 a 0.5 cm son considerados aproximaciones gruesas pero bastante realistas. Probablemente, los bloques más grandes tendrían varias veces este tamaño y los fragmentos más pequeños la mitad del tamaño. (No se consideran, desde luego, las partículas de arcilla). El segundo cociente (Jr/Ja) representa la rugosidad y las características de fricción de la paredes d la juntas o de los materiales de relleno. Este cociente se inclina a favor de juntas rugosas e inalteradas que se encuentran en contacto directo. Se espera que tales superficies están cerca de la resistencia pico, que se dilatarán fuertemente al ser cortadas y que, por lo tanto, serán muy favorables a la estabilidad de un túnel. Cuando las juntas de la roca presentan recubrimientos y rellenos arcillosos delgados, su resistencia se reduce considerablemente. Sin embargo, el contacto de las paredes de la roca después de que han ocurrido pequeños desplazamientos por esfuerzo de corte, pueden ser un factor muy importante para proteger la excavación de falla final. Donde no existe contacto entre las paredes de la roca, las condiciones son extremadamente desfavorables para la estabilidad del túnel. Los “ángulos de fricción” (presentados en la Tabla 3.6) se encuentran ligeramente por debajo de los valores de resistencia residual para !a mayoría de arcillas, y posiblemente son rebajados por el hecho de que estas capas o rellenos de arcilla tiendan a consolidarse durante el corte, al menos si ha ocurrido la consolidación normal o un ablandamiento y esponjamiento. La presión de esponjamiento de la montmorillonita también puede ser un factor que interviene en este punto. El tercer cociente (Jw/SRF) está compuesto por dos parámetros, de esfuerzo. SRF es una medida de: 1) la carga que se disipa en el caso de una excavación a través de zonas de corte y de roca con contenido de arcilla, 2) el esfuerzo en una roca competente y 3) las cargas extrusivas en rocas plásticas incompetentes. Se puede considerar un parámetro total de esfuerzos. El parámetro Jw es una medida de la presión del agua, la cual tiene un efecto negativo sobre la resistencia al corte de las juntas debido a una reducción en el esfuerzo efectivo normal. El agua puede causar además el ablandamiento y el posible lavado en el caso de las juntas con relleno de arcilla. Se demostró que es imposible combinar estos dos parámetros en términos del esfuerzo efectivo entre bloques, ya que paradójicamente un valor alto de esfuerzo efectivo normal puede a veces indicar condiciones menos estables que un valor bajo, a pesar de tener una mayor resistencia al corte. El cociente es un factor (Jn/SRF) empírico "complicado que describe el esfuerzo activo”.


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Parece que la calidad de excavación de túneles en roca (Q) puede ahora considerarse estar en función de sólo tres parámetros que son medidas aproximadas de: 1. El tamaño de los bloques (RQD/Jn) 2. La resistencia al corte entre bloques (Jr/Ja) 3. El esfuerzo activo (Jw/SRF) Sin lugar a dudas, hay muchos otros parámetros que podrían añadirse para mejorar la precisión de este sistema de clasificación. Uno de estos seria la orientación de las juntas. Pese a que existen muchos registros de casos que incluyen la información necesaria acerca de la orientación estructural con relación al eje de la excavación, se ha descubierto que éste no es el parámetro general importante que se podía esperar. Parte de la explicación es que las orientaciones de muchos tipos de excavaciones pueden ajustarse (y normalmente se ajustan) para evitar el efecto máximo de juntas principales de orientación desfavorable. Sin embargo, en el caso de túneles no se cuenta con esta opción, y más de la mitad de los registros de casos se hallan dentro de esta categoría. Los parámetros Jn, Jr y Ja parecen desempeñar un papel más importante que la orientación, ya que el número de familias de juntas determina el grado de libertad de movimiento para los bloques (si es que los hay), y las características de fricción y dilatación pueden variar más que el componente gravitacional de movimiento en dirección del buzamiento de las juntas orientadas desfavorablemente. Si las orientaciones de las juntas hubieran sido incluidas, la clasificación habría sido menos general y su simplicidad esencial se habría perdido. La Tabla 3.6 muestra la clasificación de los parámetros individuales utilizados para obtener el Índice de Calidad de Excavación de Túneles Q para un macizo rocoso. El empleo de esta tabla se ilustra en el siguiente ejemplo. EJEMPLO: Una cámara de chancadoras de 15 m de vano para una mina subterránea va a ser excavada en norita a una profundidad de 2,100 m debajo de la superficie. El macizo rocoso contiene dos familias de juntas que controlan la estabilidad. Estas juntas son onduladas, rugosas y no están meteorizadas, presentando manchas de óxido de poca importancia en la superficie. Los valores RQD varían entre 85% y 95% y los ensayos de laboratorio sobre muestras de testigos de roca intacta arrojan una resistencia a la compresión simple promedio de 170 MPa. Las direcciones del esfuerzo principal son aproximadamente verticales horizontales y la magnitud del esfuerzo principal horizontal es de aproximadamente 1.5 veces la del esfuerzo principal vertical. El macizo rocoso está localmente húmedo pero no presenta evidencias de flujo de agua. El valor numérico del RQD es utilizado directamente en el cálculo de Q y, para este macizo rocoso, se empleará un valor promedio de 90. La Tabla 3.6.2 muestra que, para dos familias de juntas, el número de familias de juntas. Jn = 4. Para las juntas rugosas o irregulares que son onduladas, la Tabla 3.6.3 presenta un número de rugosidad de juntas de Jr = 3. La Tabla 3.6.4 muestra el número de alteración de juntas, Ja = 1.0, para paredes de juntas inalteradas con sólo manchas de óxido en la superficie. La Tabla 3.6.5 muestra que, para una excavación con un afluente-de poca magnitud, el factor de reducción por agua en las juntas, Jw = 1.0. Para una profundidad por debajo de la superficie de 2,100 m el esfuerzo de la sobrecarga será aproximadamente 57 MPa y, en este caso, el esfuerzo principal mayor 1 = 85 MPa. Como la resistencia a la compresión simple de la norita es de aproximadamente 170 MPa, esto da una relación de c/1 = 2. La Tabla 3.6.6 muestra que, para roca competente con problemas de esfuerzo, se puede esperar que este valor de c/1 produzca fuertes condiciones de estallido de la roca y que el valor SRF debe estar entre 10 y 20. Para este cálculo se asumirá un valor de SRF = 15. Utilizando estos valores se tiene: Q = 90 * 3 * 1 = 4.5 4 1 15 Para relacionar el valor del índice Q a la estabilidad y requerimiento de sostenimiento de excavaciones subterráneas, Barton et al (1974) definió un parámetro adicional al que se denominó la Dimensión Equivalente, “De” de la excavación. Esta dimensión se obtiene dividiendo el vano,


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diámetro o la altura de la pared de la excavación entre una cantidad llamada la Relación de Sostenimiento ESR. Entonces: De = vano, diámetro o altura de la excavación (m) ESR El valor ESR está relacionado al uso que se pretende dar a la excavación y al grado de seguridad que se demanda del sistema de sostenimiento instalado para mantener la estabilidad de la excavación. Barton et al (1974) sugieren los siguientes valores:

A B

C D E

CATEGORÍA DE EXCAVACIÓN Excavación mineras temporales Excavaciones mineras permanentes, túneles de conducción de agua para proyectos hidroeléctricos (excluyendo tuberías forzadas de alta presión), galerías, túneles piloto y galerías de avance. Cámaras de almacenamiento, plantas de tratamiento de agua, túneles menores para carreteras o vías férreas, cámaras de equilibrio, túneles de acceso. Estaciones de energía, túneles grandes para carreteras y vías férreas, refugios de defensa civiles, intersecciones de portales. Estaciones de energía nuclear subterráneas, estaciones ferroviarias, instalaciones deportivas y públicas, fábricas.

ESR 3-5 1.6

1.3 1.0 0.8

La estación de chancado discutida líneas arriba yace dentro de la categoría de excavaciones mineras permanentes y se le asigna una relación de sostenimiento de excavación ESR = 1.6. En consecuencia, para un vano de excavación de 15 m, la dimensión equivalente, De = 15/1.6 = 9.4. La dimensión equivalente De, graficada con respecto al valor Q, es utilizada para definir una serie de categorías de sostenimiento en un gráfico publicado en el texto original preparado por Barton et al (1974). Este gráfico ha sido actualizado recientemente por Grimstad y Barton (1993) para reflejar el uso progresivo del shotcrete reforzado con fibra de acero en el sostenimiento de excavaciones subterráneas. La Figura 3.3 ha sido reproducida de dicho gráfico actualizado. De la Figura 3.3, un valor de “De” de 9.4 y un valor de Q de 4.5 coloca a esta excavación para la chancadora dentro de la categoría (4) la cual requiere de un patrón de pernos de roca (espaciados 2.3 m) y 40 a 50 mm de shotcrete no armado. Debido a las condiciones de estallido de roca de moderadas a intensas que se anticipan, puede ser prudente descomprimir la roca en las paredes de esta cámara de la chancadora. Esto se logra utilizando voladura de producción relativamente pesada para excavar la cámara y omitiendo la voladura suave generalmente utilizada para desbastar las paredes finales de una excavación como una casa de máquinas subterránea a menor profundidad. Se recomienda tener cuidado en el uso de la voladura de descompresión y, para aplicaciones críticas, puede ser recomendable buscar la asesoría de un especialista en voladura antes de iniciar esta acción. Loset (1992) sugiere que, para rocas con 4 < Q < 30, los daños por voladura producirán, la creación de nuevas "juntas" con una consiguiente reducción local en el valor de Q para la roca que circunda la excavación. El autor sugiere que esto puede justificarse reduciendo el valor de RQD para la zona dañada por la voladura. Asumiendo que el valor de RQD para la roca descomprimida alrededor de la cámara de chancadoras baja al 50 %, el valor resultante de Q = 2.9. De la Figura 3.3, este valor de Q, para una dimensión equivalente “De” de 9.4, pone a la excavación justo dentro de la categoría (5) la cual requiere de pernos de roca, espaciados aproximadamente 2 m, y una capa gruesa de 50 mm de shotcrete reforzado con fibra de acero. Barton et al (1980) proporciona información adicional acerca de la longitud de los pernos, los vanos máximos sin soporte y las presiones de sostenimiento del techo para complementar las recomendaciones de sostenimiento publicadas en el documento original de 1974.


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La longitud L de los pernos de roca pueden estimarse a partir del ancho de excavación B y la Relación de Sostenimiento de la Excavación ESR: L = 2 + 0.15B ESR

(3.3)

El ancho de luz máxima sin sostenimiento puede estimarse a partir de: Ancho o luz máxima (sin sostenimiento) = 2 ESR Q0.4

(3.4)

En base a los análisis de los registros de casos, Grimstad y Barton (1993) sugirieron que la relación entre el valor de Q y la presión de sostenimiento permanente del techo Proof es estimada a partir de: Proof = 2 Jn Q-1/3 3Jr

(3.5)

Tabla 3.6 Clasificación de parámetros individuales utilizados en el Índice de Calidad de Excavación de Túneles Q (Según Barton et al.1974) DESCRIPCIÓN

VALOR

1. ÍNDICE DE CALIDAD DE ROCA A. Muy mala B. Mala C. Regular D. Buena E. Excelente 2. NUMERO DE FAMILIAS DE JUNTAS A. Masivo o con pocas juntas B. Una familia de juntas C. Una familia de juntas + una aislada D. Dos familias de juntas E. Dos familias de juntas + una aislada F. Tres familias de juntas G. Tres familias de juntas + una aislada H. Cuatro familias de junta + una aislada I. Cuatros familias de juntas + una aislada (figuración intensa) J. Roca triturada terrosa. 3. RUGOSIDAD DE LAS JUNTAS a)Contacto con las paredes b)Contacto con las paredes antes de un corte de 10 cm A. Juntas sin continuidad B. Rugosa e irregulares, onduladas C. Lisa, ondulantes D. Pulidas, ondulantes E. Rugosas o irregulares, planares F. Lisas, planares G. Pulidas, planares c) Sin contacto con roca después de corte de 10 cm A. Zonas que contienen minerales arcillosos, de espesor suficiente para impedir el contacto de paredes. B. Zona arenosa, gravosa o de roca triturada, de espesor suficiente para impedir el contacto de paredes. 4. ALTERACIÓN DE LAS JUNTAS a)Contacto con las paredes de roca

RQD 0-25 25-50 50-75 75-90 90-100 Jn 0.5-1.9 2 3 4 6 9 12 15

NOTAS 1. Si el RQD es 10 (incluyendo O), se asume un valor nominal de 10 para el cálculo Q. 2. Intervalos de RQD de 5, es decir, 200, 95, 90 etc. son lo suficientemente exactos. NOTAS

1. Para intersecciones emplear (3.0 x Jn) 2. En las bocaminas emplear (2.0 x Jn)

20 Jr

4 3 2 1.5 1.5 1.0 0.5

1. Añadir 1.0 si el espaciamiento promedio de la familia de juntas es superior a 3 m. 2. Jr=0.5 puede utilizarse para juntas pulidas con lineaciones, con la condición de que éstas estén orientadas para la resistencia mínima.

1.0

1.0 Ja


r, grados aproximadamente 1. Los valores de r, ángulo de Página 22 de 73


C. Relleno soldado, duro, inablandable, impermeable. D. Paredes de juntas inalteradas, sólo con manchas de oxidación. E. Paredes ligeramente alteradas, con recubrimiento de minerales inablandables, partículas arenosas, roca desintegradazo no arcillosa. F. Recubrimientos limosos o arenosoarcillosos, con una pequeña fracción de arcilla (inablandable). G. Recubrimientos ablandables o con arcilla de baja fricción o sea kaolinita o mica. También clorita, talco, yeso, grafito, etc., y pequeñas cantidades de arcillas expansivas (recubrimiento discontinuo de 1-2 mm de espesor menos) b)Contacto con las paredes antes de un corte de 10 cm H. Partículas arenosas, roca desintegrada, sin arcilla, etc. I. Rellenos de minerales arcillosos muy sobreconsolidados e inablandables (continuos 5 mm de espesor) J. Rellenos de minerales arcillosos de sobreconsolidación media a baja (continuos 5 mm de espesor) K. Rellenos de arcilla expansiva, o sea montmorillonita (continuos 5 mm de espesor). El valor Ja depende del porcentaje de partículas expansivas del tamaño de arcilla y del acceso al agua. c) Sin contacto de las paredes después del corte L. Zonas o capas de roca desintegrada o triturada y M. Arcilla (ver G, H e I para las condiciones de la N. Arcilla O. Zonas o capas de arcilla limosa o arenosa, pequeña fracción de arcilla (inablandable). P. Zonas o capas gruesas y continuas de arcilla. Q. (ver G, H, I para las condiciones de la arcilla) 5. REDUCCIÓN POR AGUA EN LAS JUNTAS A. Excavación seca o flujos bajos (5 L/min localmente) B. Flujo o presión medios, con lavado ocasional de los rellenos. C. Gran flujo o presión alta en roca competente con juntas sin relleno. D. Gran flujo o presión alta, lavado considerable de los rellenos.

0.75 1.0

(25°30°)

2.0

(25°30°)

3.0

(20°25°)

4.0

(8°16°)

4.0

(25°30°)

6.0

(16°24°)

8.0

(12°16°)

8.012.0

(6°12°)

fricción residual, dan una guía aproximada de las propiedades mineralógicas de los productos de alteración, si éstos están presentes.

6.0 8.0 8.012.0

(6°24°)

5.0 10.013.0 6.024.0 Jw 1.0 0.66 0.5 0.33


Presión Aprox. Del Agua (Kgf/cm2) 1. Los factores C hasta F son estimaciones imprecisas. Aumentar Jw, si se instala drenaje. 1.0-2.5 2. Los problemas especiales causados por la presencia de hielo 2.5no se toman en consideración. 10.0 2.510.0 1.0

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E. Flujo o presión excepcionalmente altos con las voladuras, disminuyendo con el tiempo. F. Flujo o presión excepcionalmente altos en todo momento. 6. FACTOR DE REDUCCIÓN DE ESFUERZOS a)Zonas de debilidad que intersectan la excavación y pueden ser las causas de que el macizo se desestabilice se construya el túnel. A. Múltiples zonas de debilidad con contenido de arcilla o roca químicamente desintegrada; roca circundante muy suelta (cualquier profundidad). B. Zonas de debilidad aisladas que contengan arcilla o roca químicamente desintegrada (profundidad de excavación 50m). C. Zonas de debilidad aisladas que contengan arcilla o roca químicamente desintegrada (profundidad de excavación 50m). D. Múltiples zonas de corte en roca competente (sin arcilla), roca circundante suelta (cualquier profundidad). E. Zonas de corte aisladas en roca competente (sin arcilla) (profundidad de excavación 50m). F. Zonas de corte aisladas en roca competente (sin arcilla) (profundidad de excavación 50m) G. Juntas abiertas sueltas, fisuración intensa (cualquier profundidad) b)Roca competente, problemas de esfuerzos H. Esfuerzo bajo, cerca de la superficie. I. Esfuerzo medio J. Esfuerzo elevado, estructura muy cerrada, generalmente favorable para la estabilidad, puede ser desfavorable para la estabilidad de las paredes. K. Estallido de roca moderado (roca masiva) L. Estallido de roca intenso (roca masiva). c) Roca compresiva, flujo plástico de roca incompetente bajo la influencia de presiones altas de roca. M. Presión moderada de roca extrusiva o N. Presión alta de roca extrusiva d)Roca expansiva, acción química expansiva, dependiendo de la presencia de agua O. Presión moderada de roca expansiva P. Presión alta de roca expansiva.

0.2-0.1

10

0.10.05

10

SRF

NOTAS

10.0

5.0

2.5

1. Reducir estos valores del SRF en un 2550%, si las zonas de corte relevantes influencian pero no intersectan la excavación.

7.5

5.0

2.5 5.0 c/1 200

t/1

SRF

2. Para un campo de tensiones muy anisotrópico (si es medido): cuando 51/310, reducir c a 0.8c y t a 0.8 t donde: c resistencia a la compresión sin confinar t =resistencia a la tracción (carga puntual) 1 y 3 = esfuerzos principales mayor y menor.

13 130.66

2.5

10-5

0.660.33

0.52

5-2.5

0.330.16

5-10

2.5

0.16

1020

5-10 10-20

3. Hay pocos registros de casos donde la profundidad del techo debajo de la superficie sea menor que el ancho. Se sugiere que se incremente el SRF de 2.5 a 5 para esos casos (ver H).

200-10

1.0

5-10 10-15


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Excepcionalmente Extremadamente Mala Mala

Mala

Muy Mala

Regular

o zad Lan 2.3m o t 2.1m e ncr o C el ea d 1.5m 1.7m 50 l Ar e n os e 1.3m pern 1.2m e r t n e acio 1.0m Esp 20

2

1

0.004

0.01

0.04 0.1

7 5

(3)

(2)

mm

3.0 m

os rn pe ado 2.0 m tre nz en La 1.5 m o to nt ie ncre m o ia 1.3 m ac el C p d Es ea 1.0 m Ar 0.4

1

4

10

40

RQD Jw Jr Calidad del Macizo Rocoso Q = x x Jn J a SRF

fu

100

a er

(1)

l

de

3

2.4

1.5

400

CATEGORÍAS DE REFUERZO: 1. Sin sostenimiento. 2. Empernado puntual. Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

20

10

4.0 m

m m

0

15

m m

m m

Exc. Buena

2.5m

40

5

0 25

m m

m m

10

(4)

(5)

(6)

(7)

50

(8)

90

(9)

12 0

De = Ancho o Altura en m ESR

100

Ext. Buena

Muy Buena

Buena

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1000

Longitud de los pernos en m para ESR= 1

NOTAS ADICIONALES SOBRE EL USO DE ESTAS TABLAS Al efectuar estimados de la calidad del macizo rocoso (Q), se deben seguir los siguientes lineamientos de las notas listadas en las tablas: 1. Si no se cuenta con testigos de perforación, el RQD puede estimarse a partir del número de juntas por unidad de volumen, para eso se suman el número de juntas por metro para cada familia de juntas. Se puede utilizar una relación simple para convertir este número al RQD para el caso de macizos rocosos sin arcilla: RQD=115-3.3Jv (aprox), donde Jv = número total de juntas por m3 (0RQD100 para 35Jv4,5). 2. El parámetro Jn que representa el número de familia de juntas se verá con frecuencia afectado por la foliciación, la esquistocidad, el clivaje o la estratificación. Si estas características se encuentran bien definidas, deberán ser consideradas como una familia más. Si embargo, es preferible considerarlas como una familia aleatoria si ésta no está bien definida. 3. Los parámetros Jr y Ja (que representan la resistencia al corte) debe ser el correspondiente a la familia de juntas más débil o discontinuidad rellena de arcilla en la zona dada. Sin embargo si la familia de juntas o discontinuidad con el valor mínimo de Jr/Ja está orientado en forma favorable a la estabilidad, entonces una segunda familia de juntas o discontinuidad orientada de forma menos favorable puede en ocasiones ser más importante, y se debe utilizar su valor más alto de Jr/Ja al evaluar el Q. De hecho, el valor de Jr/Ja debe estar relacionado a la superficie más probable de permitir que se inicie una falla. 4. Cuando un macizo rocoso contiene arcilla, debe evaluarse el factor SRF apropiado para aflojar las cargas. En tales casos, la resistencia de la roca intacta es de poca importancia. Sin embargo, cuando la fisuración es mínima y hay ausencia total de arcilla, la resistencia de la roca intacta puede convertirse en el enlace más débil, y la estabilidad dependerá de la relación esfuerzo de la roca/resistencia de la roca. Un campo de esfuerzos intensamente anisotrópico es desfavorable para la estabilidad. 5. Las resistencias a la compresión y tracción (c y t) de la roca intacta debe ser evaluada en la condición saturada, si ésta es apropiada para las condiciones in situ actuales y futuras. Se debe efectuar un estimado muy conservador de la resistencia para las rocas que se deterioran al ser expuestas a condiciones húmedas o saturadas.


3. 4. 5. 6. 7. 8. 9.

3.6.

Empernado sistemático. Empernado sistemático con 40-100 mm de shotcrete sin refuerzo. Shotcrete reforzado con fibra, de 50-90 mm, y empernado. Shotcrete reforzado con fibra, de 90-120 mm y empernado. Shotcrete reforzado con fibra, de 120-150 mm, y empernado. Shotcrete reforzado con fibras, 150 mm, con cerchas reforzadas de shotcrete y empernado. Revestimiento de concreto moldeado.

UTILIZANDO LOS SISTEMAS DE CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO

Las dos clasificaciones del macizo rocoso más utilizadas son el sistema RMR de Bieniawski (1976, 1989) y el sistema Q de Barton et al (1974). Ambos métodos incorporan parámetros geológicos, geométricos y de diseño/ingeniería para llegar a un valor cuantitativo de la calidad de su macizo rocoso. Las similitudes entre el RMR y el Q provienen del uso de parámetros idénticos, o muy similares, para calcular la valoración final de la calidad de la roca. Las diferencias entre los sistemas yace en los diferentes ponderaciones dadas a parámetros similares y en el uso' de parámetros distintos en uno u otro sistema. El RMR utiliza la resistencia a la compresión en forma directa mientras que el Q sólo considera la resistencia mientras esté relacionada al esfuerzo in situ en roca competente. Ambos sistemas tratan con la geología y geometría del macizo rocoso, pero en formas ligeramente distintas. Ambos consideran el agua subterránea, y ambas incluyen algún componente de la resistencia del material de la roca. Algunos estimados de la orientación pueden ser incorporados en el sistema Q utilizando un lineamiento presentado por Barton et al (1974): los parámetros Jr y Ja deben estar relacionados a la superficie que tenga mayor probabilidad de permitir que se inicie una falla'. La mayor diferencia entre los dos sistemas es la falta de un parámetro de esfuerzo en el sistema de RMR. Al utilizar cualquiera de estos métodos, se deben considerar dos enfoques. Uno es evaluar el macizo rocoso específicamente para los parámetros incluidos en los métodos de clasificación; el otro es caracterizar en forma precisa el macizo rocoso y más adelante atribuirle valoraciones perimétricas. El último método es recomendado ya que proporciona una descripción completa del macizo rocoso la que fácilmente puede ser traducida a cualquiera de los índices de clarificación. Si durante el maneo se hubieran registrados los valores de calificación solamente, sería casi imposible efectuar estudios de verificación. En muchos casos, es apropiado asignar un rango de valores a cada parámetro en una clasificación del macizo rocoso y para evaluar la importancia del resultado final. Un ejemplo de este enfoque se muestra en k. Figura 3.4 reproducida de las notas de campo preparadas por Dr. N. Barton en un proyecto. En este caso particular, el macizo rocoso está seco y sujeto a condiciones de esfuerzo 'medias' (Tabla 3.6.6.K) y de allí que J w = 1.0 y SRF = 1.0. En esta figura se presentan histogramas que muestran las variaciones en el RQD, Jn, Ja, y a lo largo de la galería de exploración mapeada. El valor promedio de Q - 8.9 y el rango aproximado de Q es 1.7 < Q < 20. El valor promedio de Q puede ser utilizado para elegir un sistema de sostenimiento básico, mientras que el rango indica los posibles ajustes que se requerirán para cumplir las diferentes condiciones encontradas durante la construcción. Otro ejemplo de este enfoque es dado en un documento preparado por Barton et al (1992) relacionado al diseño de un centro deportivo subterráneo de 62 m de vano en gneis Asurado. Se presentan y analizan los histogramas de todos los parámetros de ingreso para el sistema Q con el fin de determinar el valor promedio ponderado de Q. Cárter (1992) ha adoptado un enfoque similar, pero ha ampliado su análisis para incluir la derivación de una función de distribución de probabilidades y el cálculo de una probabilidad de falla en una exposición acerca de la estabilidad de pilares corona superficiales en minas de metales abandonadas. En todo este capítulo se ha sugerido que el usuario de un sistema de clasificación del macizo rocoso verifique que se esté utilizando la última versión. Una excepción es el uso de la clasificación de RMR de Bieniawski para estimados de resistencia del macizo rocoso en el que se utilizan la versión de Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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1976 así como la de 1989. Asimismo cabe repetir que es aconsejable utilizar dos sistemas de clasificación del macizo rocoso.

RQD % TESTIGO >10 cm 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Jn FAMILIA DE JUNTAS 2

4

6

9 12 15 20

Jr RUGOSIDAD DE LAS JUNAS 0.5 1 1.5 2

3

4

Figura 3.4: Histogramas Ja ALTERACION DE LAS JUNTAS que muestran las variaciones 1 2 3 4 6 8 del RQD, Jn, Jr y Ja para una arenisca de juntas secas bajo condiciones de esfuerzo “medio”, reproducidos de las notas de campo preparadas por el doctor Barton.

Jw = 1.0 SRF = 1.0

Tipico Q =

50 1.5 1 * * = 8.3 9 1 1

Rango aprox.

30 − 80 1.5 1 * * = 1.7 − 20 6 − 9 1− 3 1

4. REFUERZO Y SOSTENIMIENTO DE MACIZO ROCOSO 4.1 INTRODUCCIÓN El refuerzo tiene como objetivo conservar la competencia natural del macizo rocoso en el que se utiliza y, hasta cierto punto, añadir el incremento requerido de resistencia para evitar o limitar la falla o colapso. Los requerimientos de refuerzo son dictados por las condiciones geológicas, de las cuales las más importantes son el estado de esfuerzo, las propiedades de la roca, como por ejemplo la resistencia, la dureza y la estabilidad química, así como el carácter, frecuencia y orientación de las discontinuidades presentes. El refuerzo fortalece un macizo aumentando la resistencia al corte a lo largo de discontinuidades, incrementando el trabado entre bloques individuales y evitando el desprendimiento de bloques sueltos. La formación de una zona reforzada en la superficie excavada de un macizo rocoso debe mantener su integridad y permitir la redistribución de esfuerzos alrededor Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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de la excavación. Asimismo debe poseer la suficiente rigidez para minimizar la dilatación de las discontinuidades dentro del macizo rocoso que circunda una excavación. De hecho, como las discontinuidades tienden a dilatarse después de la excavación, se debe instalar un refuerzo lo más pronto posible después de que ésta ha sido efectuada. De lo contrario, una demora podría reducir la estabilidad del macizo rocoso, permitiendo así que los bloques se muevan y se suelten y finalmente se caigan del frente de la excavación. Los macizos rocosos pueden ser reforzados y sostenidos utilizando pernos cementados ("dowels"), pernos de roca, malla, shotcrete o concreto lanzado, cables v anclajes, con frecuencia con alguna combinación entre ellos. El refuerzo de los macizos rocosos es utilizado tanto en la práctica de ingeniería civil como en la de ingeniería de minas, pero por lo general en la primera se requieren estándares más exigentes que en la última. Esto se debe a que las excavaciones efectuadas en ingeniería civil normalmente son permanentes y muchas veces son utilizadas por o para el público. Además, con frecuencia dichas excavaciones son más grandes y son construidas en terrenos de malas condiciones. Por otro lado, en la práctica de ingeniería civil raras veces se experimentan fallas violentas de las excavaciones. La naturaleza de los datos geotécnicos que se requieren recolectar para el diseño de un sistema de refuerzo del macizo rocoso se presenta en la Tabla 1.1. Para mantener una revisión de las condiciones de terreno y ver si son como se asume en el diseño, se debe continuar recolectando dichos datos durante todo el período de construcción. Tabla 4.1 Datos geotécnicos (según Douglas y Arthur, 1983)


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4.2. PERNOS CEMENTADOS (“DOWELS”) Son barra sin tensar que son cementadas, generalmente a lo largo de oda su longitud en un taladro de perforación en un macizo rocoso (Figura 4.1). Los pernos cementados sin tensar han sido amplia y eficazmente utilizados para el sostenimiento y estabilización de superficies de roca. Los pernos cementados pueden ser de 1 – 3m de longitud y 15-30 mm de diámetro. Pueden estar hechos de acero liso o deformado, fibra de vidrio o madera dura. También se cuenta con pernos cementados compuestos de diversos materiales.

Figura 4.1 Perno cementado o “dowel” El hecho de que estén sin tensar significa que los pernos cementados se comportan de manera diferente que los pernos de roca. En otras palabras, como los pernos cementados no están tensados, actúan en forma pasiva y no activa, estabilizando el macizo rocoso, es decir, la roca debe moverse antes de que el perno cementado pueda ejercer cualquier fuerza de fijación. Un perno cementado es especialmente útil cuando el componente principal de la carga aplicada es normal a la dirección del perno instalado o cuando, debido a la reptación o flujo plástico, es difícil mantener una tensión constante entre un dispositivo de fijación en el macizo rocoso y una placa de apoyo en su superficie, durante la vida esperada de la excavación. Como los pernos cementados cuentan exclusivamente con el auto-tensionado desarrollado como resultado del movimiento de la roca, la inyección de lechada debe ser totalmente efectiva. Los pernos cementados pueden ser inyectados en el lugar ya sea insertando la pasta de cemento o resina 'en el taladro de perforación y empujando la barra hacia la pasta rotando la barra en cartuchos de cemento o cápsulas de resina en el taladro de perforación, o inyectando la lechada en el taladro después de que se ha instalado la barra. Por lo general, sólo es necesario ensayar las barras cementadas cuando se emplean como el medio principal de refuerzo. En dichos casos, se instala un perno cementado especial, que incluye medidores de deformación, en un taladro con el fin de evaluar el rendimiento del perno. Los medidores de deformación proporcionan una medida de la distribución de la carga a lo largo de la barra. Uno de los métodos más simples de reforzar el macizo rocoso es utilizando pernos cementados como llaves de corte para mantener juntas las rocas de capas medias y delgadas de buzamiento paralelo a un talud. Los taladros, siempre que sea posible, deberán ser perforados normales a la estratificación y las barras son cementadas en el lugar, esperanzadamente con alguna fuerza de corte potencial ocurriendo a profundidad media. Como los pernos cementados son sin tensar y débiles en la flexión, deben ser utilizadas en lugares donde las discontinuidades son estrechas. Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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Comúnmente cuando el perno cementado actúa como parte del sistema de sostenimiento permanente, junto con ella se utiliza una placa de sujeción y una tuerca. Esta disposición asegura un anclaje adecuado en la superficie y ayuda a evitar que el perno cementado se despegue del taladro en el frente de la roca. Puede utilizarse el refuerzo con malla junto con las placas de sujeción y los pernos cementados para proporcionar un mayor sostenimiento al frente de la roca. Se han desarrollado una serie de pernos cementados patentados, principalmente para proporcionar un refuerzo rápido en las operaciones mineras. Por ejemplo, en el perno cementado de manguito perforado, se coloca mortero de cemento en un manguito perforado, el que luego es insertado en el taladro de perforación. Insertando la barra en el manguito perforado, la lechada de cemento es lanzada a través de las perforaciones en el espacio anular del taladro. Obviamente que la relación entre loas diámetros del taladro, el manguito y la barra es critica (Figura 4.2). El anclaje de fricción o Split set (figura 4.3) consta de un tubo partido que es empujado en el taladro ue tiene un diámetro ligeramente menor (35 mm) que el tubo (38 mm). La sección de resorte del tubo comprimido aplica una fuerza radial de manera que se desarrolla resistencia de fricción al desplazamiento n toda la longitud de la barra dentro del macizo rocoso (Hoeck y Brown, 1982). A pesar de su rapidez y facilidad de instalación, es difícil proteger este tipo de pernos contra la corrosión. Sin embargo, según Brady y Brown (1985), la resistencia de fricción se incrementa a medida que la superficie exterior del tubo se oxida.

Figura 4.2 Perno de manguito perforado: (a) manguitos rellenos con lechada; (b) manguitos atados juntos; (c) manguito insertado en un taladro en la roca; (d) barra insertada en manguito.


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Figura 4.3 Estabilizador de fricción de roca. El perno Swellex es esencialmente un tubo de paredes delgadas que es doblado en una forma anular con un diámetro entre 25 y 28 mm (Figura 4.4). Cuando es colocado dentro del taladro (33-39 mm de diámetro), se expande mediante la inyección de agua a alta presión (20-30 MPa). Esto no sólo produce una fuerza radial contra la roca que genera resistencia de fricción, sino que además causa una contracción en la longitud del tubo, que, a su vez, jala la placa de sujeción firmemente contra el frente de la roca. Asimismo, se induce una pequeña cantidad de tensión en el perno. El diámetro del taladro no es tan crítico como para otros tipos de perno. Nuevamente, es difícil proteger estos pernos cementados contra la corrosión a largo plazo.

Figura 4.4 Perno expansivo Swellex 4.3 PERNOS DE ROCA


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4.3.1

Introducción

Los pernos de roca son el método más simple de sostenimiento y refuerzo de la roca. Es sorprendente que se haya desarrollado una amplia bibliografía, incluyendo libros (Hobst y Zajie, 1983) y actas de conferencias (Stephansson, 1984), alrededor de algo tan inherentemente fácil de entender. La forma convencional de describir la acción de los pernos se enfoca mejor mediante la teoría típica de distribución de esfuerzos alrededor de dos formas de aberturas ilustradas en la Fisura 4.5. Esta muestra las trayectorias del esfuerzo principal! y también los esfuerzos principales mayores y menores alrededor de una abertura rectangular en un campo de esfuerzos hidrostáticos y una abertura circular en un campo de esfuerzos no uniforme en un material elástico homogéneo y continuo. En ambos casos, la superficie de la abertura se encuentra sometida a un esfuerzo tangencial de compresión y un esfuerzo radial cero. Más lejos de la superficie, tanto el esfuerzo radial como el tangencial se aproximan a los niveles de esfuerzos in situ en el macizo rocoso disturbado por la excavación.

Figura 4.5 Trayectorias del esfuerzo principal (LHS) y bordes (RSH) de las relaciones entre los esfuerzos principales y mayor (línea continua) y menos (línea punteada) y el esfuerzo vertical aplicado alrededor de una (a) una abertura rectangular con una relación de ancho-altura de 2:1 en un campo de esfuerzos uniformes (b) una abertura circular en un campo de esfuerzos con una relación entre los esfuerzos vertical y horizontal de 2 (de Famer, 1985, según Hoeck y brown, 1980). En el caso de la excavación rectangular, los esfuerzos tangenciales de compresión son altos en las esquinas y en las paredes laterales, y bajos en el techo y el piso. Esta condición se exacerbará si se reduce la relación altura-ancho. Esto tendrá dos efectos (habrá trituración en las esquinas y posiblemente convergencia en las paredes laterales, y la compresión radial reducida permitirá el pandeo del techo y el levantamiento del piso. La más importante de esto es la compresión reducida del techo -particularmente en combinación con capas estratificadas y fisuradas- la que creará condiciones para el desprendimiento de bloques del techo. En el caso de excavaciones circulares, puede crearse circunstancias similares donde se tiene un esfuerzo geostático vertical alto y horizontal bajo, pese a lo improbable que pueda ser esto en la práctica. Sin embargo, en un ambiente de bajo esfuerzo, típico de la excavación de túneles, es fácil apreciar que los esfuerzos radiales de compresión serán insuficientes para mantener la estabilidad especialmente donde se presentan zonas alteradas ocasionalmente. Los pernos de roca son los más económicos para mantener la estabilidad en estas condiciones. Siempre que las rocas sean adecuadas para la ubicación de un anclaje, no estén sometidas a esponjamiento o sean deleznables y no haya presiones de poros altas o flujos de agua, tendrán dos funciones principales actuando ya sea individualmente o en conjunto. Estas funciones son las de Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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mantener la estabilidad de los techos pandeados, particularmente en rocas estratificadas más débiles, y de dejar los bloques en rocas bien fisuradas o agrietadas donde las superficies de desprendimiento salen a la luz en el techo expuesto. La primera aplicación es principalmente para el sostenimiento de techos en labores de cámaras y pilares en rocas estratificadas. Este es el uso más común de los pernos de roca; así, por ejemplo, unos 100 millones de pernos (Peng y Tang, 1984) son utilizados anualmente en la industria minera del carbón de los EEUU solamente. La otra aplicación es principalmente en obras de ingeniería civil, como por ejemplo en la construcción de túneles y cavernas y en ocasiones taludes, donde se utilizan con frecuencia anclajes de más o menos gran capacidad de carga.

4.3.2 (a)

Diseño del perno de roca Depósitos Estratificados

La suposición más simple para fines de diseño es considerar una placa o viga del techo que se pandea, de un espesor, L, vano, B, y longitud, X, sostenido por filas de pernos con una separación, a, entre las filas y espaciamiento, S. La fuerza tensional del perno, P, para sostener el techo será dada por:

P=

BXL  x  B   + 1 + 1  a  S 

( 4.1)

donde y es el peso unitario de la roca del techo. Esta ecuación, sugerida por Obert y Duvall (1967), es válida si el techo sobre la excavación está totalmente suspendido por pernos. Para una carga del perno asumida, también puede ser utilizada para estimar el espaciamiento y el número de filas. Representa el límite superior de la fuerza del perno, ya que ignora el importante efecto de sostenimiento de los estribos. Asimismo ignora la interacción de una serie de capas del techo. Una aproximación más exacta puede obtenerse considerando los efectos de fricción entre capas y también considerando el ancho del techo como una serie de vigas delgadas, fijadas en cada lado de la abertura. Panek (1962a, b, 1964) en una serie de trabajos publicados consideraba esta condición tanto en forma experimental, mediante el ejecución de ensayos centrífugos, como analítica, y desarrolló el nomograma ilustrado en la Figura 4.6, que ha sido ampliamente utilizado en el diseño de minas. El nomograma es explicado en detalle por Panek y McCormack (1973) en el SME Mining Engineering Handbook. La variable básica es un factor de refuerzo, RF, que es utilizado para evaluar el efecto de fricción entre estratos debido al empernado. El techo es considerado como una serie de estratos de igual potencia, del mismo material y sin adhesión entre ellos. Se asumen pernos normales a los estratos y tensados para dar la carga compresiva normal a través de los estratos. Entonces:

 ∆σ f   RF = 1 +  ∆σ f x    donde ∆σ f / ∆σ

f x

−1

es la disminución en el esfuerzo

( 4.2 )

de

flexión

a

partir

de

la resistencia de

fricción inducida por el empernado, expresado como una relación del esfuerzo de flexión máximo en los estratos sin pernos, y es dado por donde u es el coeficiente de fricción interestratos y t es el espesor promedio de la capa del techo, P es la tensión del perno asumida y L es asumida como igual a la longitud del perno o el espesor del sostenimiento. Para minas típicas de la ecuación empírica:


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∆σ f ∆σ f x Donde

B  L  1 = 3 µ (aB )  P  − 1  8 γ  S  t 0.5

0.33

( 4.3 )

µ es el coeficiente de fricción interestratos y t es el espesor promedio de la capa de techo , P

es la tensión del perno asumida y L es asumida como igual a la longitud del perno o espesor del sostenimiento. Para minas típicas de estratos delgados, el factor de refuerzo (RF) de los estratos del techo debe ser mayor que 2 y el espaciamiento entre pernos debe ser menor que 1.5 m (5 pies).

Figura 4.6 Nomograma por Panek (1962a) para determinar el efecto de fricción para el empernado en techos de mina. Nota 1 in=25.4mm, 1ft=0.3048, 1000 lbf=4.448kN. (b) Depósitos no estratificados Lang (1971), Rabciewicz (1969) y Alexander y Hosking (1971) estuvieron dentro de los primeros en desarrollar un enfoque empírico general del empernado de roca en depósitos no estratificados. La relación óptima entre la longitud del perno y el espaciamiento entre pernos puede determinarse mediante un análisis simple de esfuerzos bajo la mitad del espacio puede demostrar (Figura 4.7a) que se requiere una relación entre la longitud ' del perno y el espaciamiento de pernos de 2 para crear una zona de compresión uniforme (radial). Idealmente, se pueden calcular las fuerzas del perno para dar un "esfuerzo de compresión uniforme de aproximadamente 30 kPa por metro de espesor de la zona de compresión para sostener las fuerzas de campo ejercidas por la capa comprimida. Esta es la base de la mayoría de métodos empíricos, los que se resumen en la Tabla 4.2 y la Figura 4.7 (b, c).


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Figura 4.7 (a) Representación bidimensional de la distribución de esfuerzos en una viga elástica del techo inducida por las cargas puntuales con un espaciamiento igual a la mitad del espesor de la viga; (b) determinación de la longitud de los pernos en la paredes laterales de la excavación; (c) patrones de empernado primario, secundario y terciario en una excavación de gran luz o ancho.

Figura 4.8 Representación bidimensional de bloques de roca cinéticamente libres de caer o deslizarse a una excavación: (a) cayendo al techo; (b) deslizándose del techo; (c) deslizándose de la pared lateral


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Tabla 4.2 Regla de diseño de parámetros de pernos de roca para macizos rocosos con familias de discontinuidades z2 y <3 con interfaces estrechas y limpias (Según Farmer y Shelton 1980).


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Figura 4.9 Análisis de estabilidad de los bloques de roca que caen o se deslizan al techo de una excavación y se deslizan de la pared lateral de una excavación utilizando proyecciones estereográficas (de Farmer y Shelton 1980).

Figura 4.10 Calculo del volumen y peso de una cuña de roca (de Farmer y Shelton 1980). (b) Bloque individual Una práctica más interesante pero más académica es la de considerar la estabilidad de bloques individuales, donde las familias de discontinuidades se combinan para formar bloques que cinéticamente son capaces de moverse hacia una excavación, ya sea por caída o deslizamiento del techo o de la pared (Figura 4.8). En la Figura 4.9 se resume un esquema de un análisis de estabilidad simple para estas condiciones que utiliza proyecciones estereográficas y ha sido tomado de Farmer y Shelton (1980). Para distinguir *un bloque que cae de un bloque que se desliza del techo, se granean polos a cada familia de discontinuidades. Para un bloque que cae, los polos deben rodear el centro de la red; por lo tanto, abd y acd., representan los bloques que caen en la Figura 4.9(a) y abe y bed representan los bloques que se deslizan. Para un bloque que cae, se debe calcular el peso y el refuerzo a partir de la Figura 4.10. Para analizar un bloque que se desliza, se grafican planos para representar la cuña de deslizamiento y sus líneas de intersección. El gráfico puede ser girado de manera que los dos puntos de intersección más cercanos al centro yazcan sobre un solo círculo grande. Si la línea de buzamiento máximo del plano yace entre estos dos puntos, el bloque tiende a deslizarse a lo largo de dicho plano solamente, tal como se muestra en la Figura 4.9(b). Si no, Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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entonces tiende a deslizarse a lo largo de la línea de intersección más cercana a él, tal como se aprecia en la Figura 4.9(c). El cono de fricción es graficado para representar el ángulo de fricción de las discontinuidades. Si la dirección de deslizamiento es graficada dentro del cono, la cuña puede ser inestable, si es graficada fuera, puede ser estable. En el caso de la pared lateral, para distinguir entre un bloque que se desliza a lo largo de un solo plano y un bloque que se desliza a lo largo de una línea de intersección (falla de cuña), los planos e intersecciones son graneados para definir el bloque de roca y la superficie de la excavación. Si dos líneas de intersección buzan y afloran fuera del frente y la línea de buzamiento máximo y*.ce entre ellos, como en la Figura 4.9(d), puede ocurrir deslizamiento planar. Si dos líneas de intersección no buzan y afloran fuera del frente o no acompañan la dirección del buzamiento máximo, puede ocurrir deslizamiento a lo largo de la línea de intersección, tal como se muestra en la Figura 4.9(e). Para una primera aproximación de la estabilidad, se marca un cono de fricción para el ángulo de fricción de las discontinuidades ϕ (línea punteada). Si la dirección de deslizamiento está dentro del cono, como en la Figura 4.9(d), puede ser inestable; si está graficada fuera del cono, como en la Figura 4.9(e) puede ser estable. El tamaño de un bloque puede determinarse de dos formas: en función a la orientación de las discontinuidades y las dimensiones de las aberturas o considerando los datos geotécnicos para establecer la continuidad máxima probable de los miembros de cada familia de juntas. Un método para calcular el volumen, y por lo tanto, e! peso, de un bloque de roca se encuentra resumido en la Figura 4.10. Para simplificar el procedimiento, se debe dibujar un estereógrafo de manera que la superficie de la excavación se encuentre en un plano horizontal. Para una pared lateral vertical, todos los planos deben ser girados en 90°; para las paredes laterales con ángulos de valores intermedios, la rotación depende del ángulo con respecto al plano horizontal. Para un techo horizontal, no se requiere rotación. Para una pared lateral, el gráfico es girado de manera que Ps se encuentre sobre el eje este-oeste (Figura 4.10a). Se grafican los polos a cada uno de los planos y se mueve cada polo en 90° en unidades angulares a lo largo de círculos pequeños respectivos en el mismo sentido direccional (Figura 4.10b). Luego se vuelve a graficar las líneas de rumbo de cada plano para formar una figura cerrada (Figura 4.10c) y luego se grafican en un plano* a escala de la excavación (Figura 4.10d). La Figura representa el área del bloque en proyección de superficie. Se determina la profundidad del bloque (Figura 4.10e) por construcción simple y se calcula el volumen y el peso. Si el bloque tiene potencial de caerse o deslizarse del techo de la excavación, por simplicidad, se debe calcular la carga de fijación a través de los pernos de roca a partir del peso pleno del bloque de roca. Si un bloque se está deslizando, las fuerzas disturbantes, debido al peso del bloque,' pueden reducirse en una cantidad equivalente a !a resistencia al corte de las superficies de deslizamiento. Dividiendo el peso del bloque entre el área del frente expuesto se determina la presión del sostenimiento que debe aplicarse en toda la excavación, se retendrían todos los bloques de mayor tamaño y de tamaños más pequeños. Este método es similar al "método de juntas ubicuas" desarrollado por Goodman (1967). La longitud del perno de roca es dictada por el tamaño del bloque más grande, de manera que el perno de roca es anclado en terreno estable para asegurar que se movilice toda la carga del perno requerida. El espaciamiento de los pernos de roca, como en la Figura 4.7(c), depende del espaciamiento de las discontinuidades y el tamaño del bloque, el cual puede dejarse ya sea caer o ser retenido por la malla metálica o el concreto lanzado o shoterete. Goodman y Shi (1985) han ampliado este enfoque en su teoría de bloques claves que considera la interacción de bloques entrelazados y aísla los bloques que, de ser sostenidos, evitarían el desprendimiento de otros bloques. Tiende a ser una práctica académica, pero es importante para entender el comportamiento de los techos en las rocas en bloques.

4.33

Tipos de pernos

Aunque el diseño es importante, el tipo y método de la instalación de pernos puede también tener un efecto significativo en el rendimiento. ■ Es difícil clasificar los pernos de roca en tipos. Convencionalmente hay dos métodos —ya sea como pernos cementados o anclados mecánicamente o como pernos anclados en puntos o completamente cementados. Un perno anclado en un punto Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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generalmente está tensado, un perno completamente cementado está sin tensar. Un anclaje mecánico puede ser instalado fácilmente, pero es poco confiable por un período de tiempo; un perno de resina requiere precisión en la instalación —ya sea cementado o en un punto. Los pernos de roca convencionales están hechos a partir de barras de acero ce refuerzo de 16 mm, 19 mm, 25 mm o 32 mrn con una capacidad de carga (yield forcé) respectivamente de 6, 8, 5, 15. 23.5 toneladas. Normalmente, la tensión instalada del perno es del 50% de esta carga. Las placas de soporte de acero en el collar del taladro son por lo general cuadrados de 150 mm y 6-9.5 mm de grosor, y son planos o en forma de campana con un agujero en el centro. La función principal es la de distribuir el esfuerzo a la roca en el collar a través de un perno roscado en la parte superior del perno y tensado mediante una tuerca. Se utilizan arandelas esféricas o angulares para crear una superficie de carga uniforme. Para evitar la caída de rocas entre pernos -un factor importante en la roca débilse coloca malla o barras de banco debajo de las placas de soporte del anclaje. Para instalaciones de largo plazo, es esencial la utilización de shotcrete o concreto proyectado. 4.3.4

Rendimiento del perno y el anclaje

(a) Pernos Generalmente los pernos son considerados soportes temporales. Pernos cargados a fuerzas próximas a ¡a carga de trabajo, son. al igual que todos los sistemas de refuerzo de roca, propensos a la deterioración y pérdida de resistencia con el tiempo. A deformaciones diametrales mayores que 11.5^í, generalmente dejan de funcionar, aunque el rendimiento puede mejorarse con shoterete. La disminución de la capacidad con el tiempo no está bien documentada y depende en gran medida de las condiciones del terreno. Verdaderamente, en el caso de los pernos mecánicos, la instalación va siempre acompañada ya sea por la reducción de la tensión con el tiempo o per la excesiva deformación del techo durante la carga con pernos no tensados. Estos fenómenos fueron investigados por De la Cruz (1964) y Parson y Osen (1969) entre otros y fueron atribuidos principalmente al desprendimiento de fragmentos en el casco de anclaje, deformación y fractura de la roca en el anclaje, movimiento del collar y del terreno luego de la excavación. Además, la vibración dinámica debido a la voladura es una causa mayor de pérdida de tensión. Esto significa que se necesita monitorear constantemente y volver a tensar los pernos cada cierto tiempo si se requiere de instalación de largo plazo. Se ha declarado que los anclajes de resina o cemento mejoran el rendimiento, tanto del largo como del corto plazo, y se tiene ciertas pruebas de ello. La Figura 4.11 compara el 45 rendimientos de corto plazo de pernos cementados con resina y de pernos anclados con medios mecánicos, a partir de experimentos conocidos efectuados por Franklín y Woodfield (1971). Puede observarse que la dependencia de la adhesión en lugar de la fricción sienifica que la fuerza de resistencia es creada mucho más rápido, y por extrapolación la posibilidad de desprendimiento es mucho menor. Quedan peligros asociados a una instalación defectuosa, un grosor excesivo del anillo y una mala adhesión en taladros húmedos que pueden hacer en la práctica que la inyección de resina sea menos atractiva. La deterioración de estructuras subterráneas está mucho mejor documentada (Farmer. 19S5) que el rendimiento de anclajes individuales. Algunos experimentos clásicos fueron descritos por Ward (197S) y Ward et al. (1976) en el túnel experimental para el Acueducto de Kielder, en el que se avanzaron longitudes de 50 m de un túnel de 3.3 m de diámetro perforado, volado y excavado a maquina, a una profundidad de 90 m en las lodolitas de Coal Measures. Los datos de deformación de la Figura 4.12 muestran la deformación típica a largo plazo de los sistemas de sostenimiento con pernos de roca (en este caso de 1.8 m de longitud, pegados con resina, sin tensar a centros de 0.9 m) en rocas más débiles. Cabe resaltar que en terreno menos disturbado la deformación disminuye, y que el shoterete con el empernado tiene un efecto estabilizador. Hay muchos túneles sostenidos adecuadamente utilizando pernos de roca y shoterete que han tendido un buen rendimiento durante un largo período de tiempo en varios tipos de roca. No hay túneles sostenidos solamente por pernos de roca que han tenido un mejor rendimiento durante e largo plazo que el que hubieran tenido sin sostenimiento.


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Deform. del perno

Presion de la gata (lb/pulg.)


Anclaje de Resina

Resistencia maxima de pernos

resistencia de frecuencia

35

3000

30

2000

25

1000

20

0

0.5

1.0

1.5

2.0

10

2.5

Deform. del perno

Presion de la gata (lb/pulg.)

Extencion del perno en pulgadas

Anclaje de Resina

Resistencia maxima de pernos

resistencia de frecuencia

35

3000

30

2000

25

1000

20

0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

10

Extencion del perno en pulgadas

Figura 4.11 Comparación de los resultados de las pruebas de adherencia en anclajes mecánicos y de resina (Según Franklin y Woodfield, 1971) (b) Anclajes Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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Por lo general, los anclajes de gran capacidad son tratados diferentemente de los pernos. Usualmente se emplea cemento o resina como el material de Anclaje, utilizándose un método de diseño con pilotes para subpresión. Un método simple de diseño recomendado por Coates (1981) es asumir que la transferencia de carga del anclaje cementado a la roca está distribuida uniformemente como esfuerzo de corte a lo largo de la interface cilíndrica cemento/roca. Entonces ocurrirá una falla si este esfuerzo de corte FR π d l sobrepasa la resistencia al corte, c, del subestrato más débil,

(

)

donde FR es la resistencia de fricción, d es el diámetro y L es la longitud). En rocas débiles donde c>3MPa, el subestrato más débil será la roca, mientras que la roca más fuerte será la lechada (c=34MPa para una lechada de proporción de agua-cemento de 0.4 en 7 días). La suposición segura cié que c es aproximadamente un cuarto de !a magnitud de la resistencia a la compresión sin confinar da la roca produce una simple ecuación para la resistencia del anclaje en la que no se considera ningún efecto de borde:

FR = π d l

(σ c f )

( 4.4 )

4

Si las deformaciones en el anclaje son pequeñas y la relación esfuerzo-deformación lineal, A es por definición directamente proporcional y discutiblemente similar a la relación del módulo EJE& donde los subíndices a y R se refieren al material de anclaje y la barra. Un posterior análisis efectuado por Farmer ha demostrado que para una barra de radio r anclado en un taladro de radio a en un material rígido por una lechada propensa al corte, a pequeñas deformaciones:

τx 1 = r a exp(−aα ) 2 σ0

( 4.5 )

Donde

α2 = y

Ea E R r (a − r )

con (a − r ) < r

σ 0 es el esfuerzo normal en el extremo libre en el anclaje

La figura 4.13 muestra que las implicaciones de este análisis son más o menos importantes. Si A es elevado, la mayor parte de la carga del anclaje es transferida como un esfuerzo de corte pico en la parte superior del anclaje. Si A es bajo, l esfuerzo del cote en la parte superior del anclaje es comparativamente bajo y esta distribuido uniformemente en la longitud del anclaje. Un anclaje de roca es, por supuesto un sistema trifásico y el análisis de la barra anclada que se ha utilizado se refiere al sistema bifásico. Si, sin embargo, la distribución de esfuerzos a lo largo de la barra en un sistema trifásico de barras sementadas es razonablemente uniforme, entonces hay cierta justificación para considerar el anclaje cementado como un sistema bifásico. La tabla 4.3 muestra valores de A típicos para subestratos y materiales de inyección convencionales. Una anomalía interesante es el alto índice E a E R para una interfase resina-roca dura, que indica la alta concentración de esfuerzos en la parte superior de un anclaje en este material y fue confirmada experimentalmente por Farmer (1975). Esto indica un problema en la utilización de pernos totalmente cementados en este tipo de roca Tabla 4.3 Rango de índices de modulo para materales de anclaje típicos (Según Farmer 1975).


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FR

tx 0 0.1

1

x

2

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

A=10 A=1

3

A=0.1 4 5 6

Ea

7

A=0.01

ER 8

d

9

Figura 4.13 Distribución de esfuerzos a lo largo de una barra anclada (según Farmer, 1975) 5. IDENTIFICACIÓN DE LAS CONDICIONES DEL MACIZO ROCOSO En términos de operaciones mineras seguras, es esencial hacer todo lo posible por identificar los terrenos inestables y tomar las medidas para evitar la caída de rocas. Desafortunadamente, en algunos casos es imposible detectar inestabilidades estructurales con anterioridad a las excavaciones mineras cen el fin de eliminar completamente un derrumbe del terreno. E! reconocimiento de rasgos de pequeña escala es un aspecto muy importante para asegurar la estabilidad estructural de las operaciones mineras subterráneas. Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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Independientemente de la existencia de varios defectos estructurales en un macizo rocoso y su estado tensional, los que son controlados por la estructura geológica, el terreno se encuentra más probablemente en un estado de equilibrio. Sin embargo, cuando tiene lugar la excavación en roca, interrumpe las condiciones de equilibrio preexistentes que podrían producir inestabilidades en el terreno. La identificación de condiciones inestables del terreno debería efectuarse en forma continua durante la explotación de la mina, antes de la excavación (mediante la toma de muestras de testigos durante las perforaciones diamantinas) y durante la inspección del terreno de las aberturas de la mina. En la minería subterránea, generalmente se efectúa perforación diamantina de exploración al mismo tiempo que la extracción del mineral con el fin de identificar el tonelaje y la ley del mineral en los bloques mineros. Es obvio que las muestras de testigos obtenidas durante la perforación de exploración pueden ser utilizadas para identificar zonas de terreno inestable en futuras áreas de minado. En tales circunstancias, paralelamente al logueo geológico de testigos se deben indicar las posibles inestabilidades del terreno. La identificación del terreno mediante perforaciones diamantinas es de particular importancia para la evaluación de la estabilidad de las coronas de los tájeos y los pilares de minas. Es difícil evaluar la estabilidad del terreno en áreas que son inaccesibles a observaciones visuales. Es necesario señalar que las conclusiones concernientes a la identificación del terreno en base a sólo la observación visual deben ser tratadas con cuidado, ya que ésta proporciona información limitada acerca de la estructura de la roca. La perforación diamantina de exploración puede ser utilizada para identificar los siguientes rasgos estructurales en el testigo de perforación (Figura 5.1). Material Facturado

Testigo racturado - Terreno fracturado

Varios fragmentos - Terreno fracturado en bloques

perforaciones dimantinas para averiguar el terreno sobre el tajeo

Testigo en discos - Altas presiones

Tajeo CIT

CIF

Porfido

No hay Testigos

Figura 5.1 Identificación del terreno a partir de muestras de testigos de perforaciones diamantinas

a. Se puede detectar la presencia de terreno fracturado y estructuras geológicas importantes y luego se debe evaluar la estabilidad de la excavación minera. b. Se puede determinar el número de fallas y su frecuencia. Se pueden señalar las áreas en las que pueden ocurrir fallas de cuña o de bloque, evitando así la caída de rocas. c. La fractura de las muestras de testigo en discos ocurre cuando se encuentran áreas de esfuerzos elevados. d. Se pueden identificar las zonas débiles del terreno debido a la presencia de fallas (y otro relleno de falla), o debido a la presencia de zonas de alteración (feldespatización, caolinizaciones).


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La mayoría de compañías mineras tienen registros de testigos de perforación diamantina en archivo, y algunas de ellas llevan un registro permanente de las muestras de testigo con fotografías y diapositivas. En tales circunstancias, ia identificación del terreno puede efectuarse fácilmente con anterioridad a la excavación de la mina y al mismo tiempo en que se requiera. 5.1 ASPECTOS ESTRUCTURALES DE LA ESTABILIDAD En términos de estabilidad de la abertura de la mina, la estructura geológica puede simplificarse dando consideración a dos tipos generales de terreno inestable. Los dos tipos' son discutidos por separado en relación a sus efectos en la geometría de la mina y la concentración de esfuerzos. 1. El terreno fracturado en términos bastante fundamentales, y de conformidad con las operaciones mineras, se discute con referencia al orado de deterioro de la roca, utilizando como modelo la abertura de la galería. (a)

El terreno frágil masivo compuesto por tipos de roca como el granito y la cuarcita y que contienen discontinuidades estructurales bastante espaciadas ofrece aberturas estables sin necesidad de sostenimiento artificial. Su estabilidad es dictada por la forma de las galerías. Las formas rectangulares pueden presentar altas concentraciones de esfuerzos en las esquinas que pueden resultaren una falla; asimismo un techo plano puede mostrar concentraciones de esfuerzos de tracción y también producir una falla. Los techos arqueados, sin embargo, eliminan los esfuerzos críticos y ofrecen una abertura estable, disminuyendo la posibilidad de falla (Figura 5.4).

Figura5.4 Estabilidad de la galería en función de la geometría de la mina (b)

El terreno fracturado debido a la existencia de juntas, deslizamientos y zonas de corte tiene una gran influencia sobre la estabilidad de las aberturas de galerías. El factor clave para determinar la estabilidad e la intersección entre las estructuras geológicas (juntas) y la geometría de la galeria. Si la forma de la abertura de la mina va de acuerdo a la estructura de la roca, entonces puede ser estable; si no, puede ser inestable, ya que se formarán cuñas o bloques de roca en el techo bóveda de la galería (Figura 5.5). La falla más común vista en subterráneo es el tipo "laja". Pueden ocurrir planos de debilidad en varias combinaciones. Por ejemplo, pueden encontrarse para formar bloques o cuñas que están completamente aisladas y caen bajo gravedad de la bóveda o los hastiales. El tamaño máximo de las cuñas depende del tamaño y la geometría del tajeó o galería. Pueden caer bloques y cuñas grandes a lo largo de toda la abertura del tajeo, lo que podría resultaren una falla tipo "catedral" del techo (Figura 5.6).


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Figura 5.5 Estabilidad de l galeria en función a la conformidad de la geometría de la mina y estructura geológica

Figura 5.6 Inestabilidad debida al gran bloque o cuña estructural (tipo catedral) (c)

El terreno suelto es utilizado para denotar al terreno que tiene resonancia hueca al verificarse con una barretilla de desatado, este tipo de terreno debe ser o bien desatado, sostenido por pernos de roca y malla metálica, o bien se debe restringir el acceso al área. En la mayoría de casos, el terreno suelto debido a una voladura no controlada causa daños a la roca circundante e induce gran movimiento a lo largo de los píanos de deslizamiento. Es importante e! uso de la voladura controlada, particularmente en macizos en bloques, para garantizar techos y hastiales lisos que eviten el movimiento a lo largo de los planos de deslizamiento de las discontinuidades (Figura 5.7).


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Figura 5.7 inestabilidad de la galería debido a la voladura no controlada 2. Las fallas, zonas de corte y diques son rasgos estructurales prominentes, que ejercen gran influencia sobre la estabilidad de la mina e incluso el diseño de la mina. A continuación se presenta una breve exposición de !a inestabilidad estructural relacionada a estos rasgos: (a)

Las fallas y las zonas de corte representan estructuras en donde e! terreno se ha movido antes de cualquier minado, y que podría volver a ocurrir movimiento cuando se comience la operación de minado. Hablando en general, las fallas y zonas de corte están relacionadas a terreno débil que puede romperse y la falla misma puede contener arcilla débil o roca triturada (relleno de falla). Las zonas de falla pueden medir varios metros de ancho y pueden influir en la estabilidad de la mina en forma significativa, particularmente en el caso de tajeos.

Por ejemplo, en el caso de un cuerpo mineralizado fallado en el que se está efectuando el minado por el método de "corte y relleno", el avance del tajeo hacia una zona de falla podría conducir a problemas de estallido de roca, este fenómeno puede deberse a la existencia de una zona de energía de deformación alta sólo parcialmente liberada durante movimientos orogénicos, así como una formación de presión debido a !a transferencia de esfuerzos a delante del frente del tajeo. Bajo estas circunstancias, mediante cambios en la disposición de la minas (es decir, invertir la dirección de avance de los tajeos) se puede mejorar las condiciones del terreno, en primer lugar minando desde terrenos débiles hacia terrenos estables, y en segundo lugar eliminando las zonas de presión * (Figura 5.S). Pueden encontrarse ciertas dificultades del terreno cuando el minado es ascendente siguiendo el buzamiento (minado de corte y relleno o almacenamiento provisional) y avanzando hacia una zona de falla. Bajo estas circunstancias, el bloque de mineral que se encuentra arriba de un tajeo está fracturado y esto podría producir la caída de terreno incluso si se refuerza e! tajeo/techo con pernos de roca. Asimismo, en las intersecciones de esquina de la estructura geológica y la geometría de la mina, se pueden formar zonas de presión y como resultado la roca puede fallar en forma violenta tal como se muestra en la Figura 5.9.


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Figura 5.8 Interacción entre inestabilidades estructurales y dirección de avance del tajeo

Figura 5.9 Interacción entre las inestabilidades estructurales y la geometría de la mina con posible caída de ocas y fractura violenta

(b)

Los diques e intrusiones magmáticas tienen un efecto similar en la estabilidad del terreno que el de las fallas. Los dique generalmente intersectan los cuerpos mineralizados como unidades


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muy competentes y conservan los esfuerzos geológicos originales. Debido a su alto módulo de elasticidad, comúnmente aceptan esfuerzos transferidos desde las estructuras circundantes. Con mucha frecuencia, las rocas asociadas a los diques son muy propensas a los estallidos de roca. Los estallidos de roca por !o general son iniciados cuando la extracción del mineral se mueve hacia el dique, y cuando los esfuerzos del minado son transferidos a sus proximidades. En particular, cuando se trata de grandes excavaciones, como e! método de minado con taladros largos, por ejemplo la posibilidad de estallido de roca se incrementa (Figura 5.10). Bajo estas circunstancias, es difícil cambiar la disposición de la mina o el método de minado. Por ello, es importante identificar la posición de la intersección dique/mineral con anterioridad.

Figura 5.10 Formación de esfuerzos debido a la interacción entre el dique y la extracción del tajeo

Los aspectos estructurales de la estabilidad son elementos importantes para el control del terreno. Es justo afirmar que con una disposición y diseño adecuados de la mina se podrían disminuir o incluso eliminar los efectos negativos de los rasgos estructurales.


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COMPAÑÍA MINERA

CARAVELÍ S.A.C. ESTUDIO GEOMECÁNICO VETA ESPERANZA Niveles 2040, 2070 y 2130

INTRODUCCIÓN


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Cualquier excavación en un medio rocoso, produce un desequilibrio en el mismo; al extraer los materiales, se produce inevitablemente la eliminación del soporte natural de la masa rocosa circundante, dando lugar a la alteración de las condiciones de equilibrio, los efectos producidos se deben conocer con el fin de restituir y asegurar la estabilidad. Toda estructura de ingeniería desarrollada en rocas, requiere para su adecuado diseño y ejecución de la utilización y aplicación directa de los principios, metodologías y aplicaciones diversas de la Mecánica de Rocas, desde la fase de investigación preliminar, análisis, diseño, ejecución y operación de la obra. OBJETIVO El presente trabajo tiene por finalidad determinar las características y clasificar las estructuras rocosas de los niveles 2040, 2070 y 2130 msnm, de la Veta Esperanza de la U.E.A. Chino II de la Cía. Minera Caravelí S.A.C.

UBICACIÓN Y ACCESO La Compañía Minera Caraveli S.A. se encuentra ubicada en el distrito de Huanau – Huanau, provincia de Caravelí del departamento de Arequipa, a una altitud promedio de 2100 msnm. El acceso se realiza desde la Ciudad de Lima mediante la carretera Panamericana Sur hasta llegar al Km 607 (Puerto Chala), de donde se desvía hacia al NE por una trocha carrozable de 38 Km hasta llegar a la Planta de Beneficio Chacchuille Tocota. Las coordenadas de la Planta de Beneficio son: 8 266,00N 589,000E 8 279,00N 620,000E Según la Carta de INGEMMET pertenece a las hojas de Chala (32-ñ) y Chaparra (32-o).

GEOLOGÍA ESTRUCTURAL Las principales zonas estructurales de la región se han diferenciado según la magnitud y el estilo de deformación que han sufrido las rocas debido en parte a su diferente naturaleza y a la variada intensidad de los esfuerzos que han actuado como consecuencia de los movimientos teutónicos, materializados por pliegues, fallas y diaclasas que se observan en todo el área. El área se ha dividido de oeste a este en varías zonas de características estructurales propias, así tenemos: zona de callamiento en bloque, zona de emplazamiento del Batolito de la Costa, zona plegada y zona poco deformada.

1. ZONA DE FALLAMIENTO EN BLOQUES Esta ubicada en el lado occidental y afecta principalmente a las formaciones Paleozoicas y Mesozoicas y también al Complejo Basal de la Costa. Dichas formaciones no se encuentran plegadas y adoptan una estructura homoclinal inclinada hacia el N o NO. Esta inclinación, se debe más que nada, al efecto del callamiento en bloques que caracteriza a toda esta franja de los Andes.

2.

ZONA DE EMPLAZAMIENTO DEL BATOLITO DE LA COSTA

Contemporáneamente y posterior a la formación de los pliegues afecta a la secuencia Mesozoicainfra-Terciaria, se produjo el emplazamiento del Batolito de la Costa que siguió una aja de debilidad cortical, consistente en un fracturamiento profundo y de dirección NO, Este proceso tuvo lugar entre el Cretáceo y Terciario inferior. Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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El Batolito de la Costa esta localizado entre la zona plegada y la zona de callamientos en bloques, ocupando una ancha faja longitudinal que cruza los cuadrángulos de Jaqui, Chala, Chaparra y Coracora que son circundantes al área de la compañía. Están constituidos por una serie de cuerpos plutónicos de diferentes composiciones, los mismos que han producido una metamorfismo de contacto en las rocas encajonantes. La intrusión batolítica no ha participado en la formación de pliegues y fallas.

3.

ZONA PLEGADA

L a zona plegada corresponde a la faja de mayor deformación compresiva, comprendida entre el Batolito y la zona poco deformada del este. Estructuralmente conforma lo que se denomina Sinclinorio de Parinacochas, compuesto por pliegues menores muy comprimidos que afectan principalmente a las formaciones Mesozoicas, al mismo tiempo este gran cinturón comprimido corresponde al sector sur occidental de la Deflexión de Abancay que estructuralmente también ha controlado en el Cuaternario, el desarrollo de una zona deprimida ocupada actualmente por la laguna de Parinacochas.

4.

ZONA POCO PLEGADA

Esta zona corresponde a su mayor parte a las rocas volcánicas Cenozoicas especialmente a la cubierta del Grupo Barroso, que exhibe una posición horizontal a subhorizontal pero que muchas veces alcanza inclinaciones de 15º. En esta zona también afloran formaciones volcánicas del Tercio inferior y medio, donde se donde de manifiesto un leve plegamiento durante la fase Incaica mientras que, la fase Quichuana solo ha producido efectos de combamiento producidos por fallamiento.

5.

FALLAS

Grandes fallas de rumbo E-O y N-O atraviesan los cuadrángulos de Chala, Chaparra y Jaqui, considerándose a las del primer sistema como la mas antigua. Muchas de las fallas han sido reactivadas y también, al igual que los pliegues, ha sufrido una deformación por la deflexión estructural antes indicada, es decir, una variación entre la dirección E-O y N-O.

DESCRIPCIÓN DE LAS PRINCIPALES FALLAS A. FALLA DEL ATAJO Es una falla normal vertical que ha sufrido reactivación por movimientos gravitacionales. Cruza diagonalmente el cuadrángulo de Chala en la dirección NO-SE, pasando al cuadrángulo de Yauca (CALADAS, 1978). En superficie, la traza de la falla es bien marcada, observándosele nítidamente tanto en fotografía aérea como en el campo, hacia el SE esta afectada por una falla mas moderna con dirección N10ºO y corre a lo largo de la quebrada Huanaco. La falla del Atajo debe haberse originado en el Cretaceo medio a superior, pues conjuntamente con la falla Lagunillas controlaron el emplazamiento de un cuerpo de monzonita cuarcífera. Posteriormente en el terciario se reactivo, lo mismo que la mayor parte de las fallas que tienen esta dirección. Su longitud conocida es aproximadamente de 30 Km; el bloque normal ha subido poniendo en contacto a la monzonita cuarcífera con las rocas hipabisales del complejo Bella Unión (CALDAS, 1978), y con la formación Chocolate. B. FALLA CATEADOR


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Forma parte del conjunto de fallas que, debido a los movimientos orogénicos y epirogénicos, durante el levantamiento de los Andes han sufrido una evolución estructural. Al igual que la falla Atajo, se encuentra en el cuadrángulo de Chala, presentando una dirección variable de EO a ENE el bloque del norte ha descendido con respecto al del sur y afecta a las formaciones Mesozoicas y a diversos cuerpos de rocas intrusitas; se pierde en el extremo occidental del cuadrángulo, en la quebrada de Lagunillas y hacia el este, termina truncada por la falla Culluque que tiene dirección N20ºO. su longitud aproximadamente es de 30 Km. Al sur de esta falla se tiene otra que es sub-paralela y que pone en contacto a rocas Jurasicas y rocas del Complejo Bella Unión. C. FALLA EL FARO Tiene una dirección promedio de E-O y se encuentra situada en el extremo norte del cuadrángulo de Chala, continúa hacia el oeste entre los limites de los cuadrángulos de Yauca y Acarí y, por el este se pierde truncada por un macizo tonalitico-granodioritico. Se le puede apreciar en la quebrada. El Faro afectando a la monzodiorita cuarcífera, así como en el Alto Mal Paso, donde se pone en contacto el Bajociano en el Jurasico superior. Es una falla normal vertical, con su bloque sur descendido con respecto al bloque norte. D. FALLA PALOMINO Tiene una dirección que varia de N15ºO a E-O y es tipo normal; se presenta en los cuadrángulos de Chala y Chaparra, formando parte de las fallas escalonadas, en donde el bloque NE ha descendido al bloque SO. La traza de la falla se pierde hacia el NO en la quebrada Tocota y hacia el sur esta cubierta por los volcánicos Sencca. Su longitud es de 40 Km aproximadamente y pone en contacto a rocas platónicas del batolito de la costa y del complejo Bella Unión con las formaciones Jurasicas.

GEOLOGÍA LOCAL En la zona de Chino II, en la veta principal Esperanza se observa nítidamente la reactivación tectónica de la zona, teniendo como evidencias los espejos de falla cuyas estrías tienen direcciones que varían de subverticales a subhorizontales, también como producto de la reactivación teutónica podemos observar que en dicha veta se encuentra bisectada de tal modo que la mineralización ha quedado dispersas en la estructura a manera de pequeños lentes.

VETA ESPERANZA La estructura mineralizada tiene un rumbo predominante de S45ºE – S60ºE, de buzamiento variable entre 30º-42º NE, cuya potencia varia de 0.30 a 2.00 m y con leyes que varían de 15-45 gr/tn de Au. Esta veta esta conformada por relleno de calcita marrón, cuarzo con óxidos de fierro (jarosita, goetita y hematita) y por tramos estériles conformadas por brechas cuya matriz es arcillosa y por fragmentos de cuarzo y caja. Esta veta ha sufrido reactivación pues los lentes mineralizados se encuentran seccionados por estructuras que se cruzan de caja a caja.


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CARACTERIZACIÓN DEL MACIZO ROCOSO VETA ESPERANZA - U.E.A. CHINO II El mapeo geotécnico utilizado es el mapeo lineal, tomando puntos topográficos ubicados en las galerías de los niveles 2040, 2070 y 2130 msnm, de la veta Esperanza. Los puntos tomados pertenecen a dominios estructurales supuestamente críticos. Para determinar las características geomecánicas del macizo rocoso empleamos criterios básicos de Mecánica de Rocas. Con los datos tomados en el campo, podemos calcular el número de familias de discontinuidades más representativas, estas familias influirán en la elección de la dirección del avance. DOMINIO ESTRUCTURAL Es la masa rocosa delimitada por discontinuidades geológicas, dentro de las cual la estructura es prácticamente homogénea. Dentro de la estructura del macizo rocoso se pueden encontrar un conjunto de fallas diaclasas, pliegues y demás características geológicas que definen una determinada región, en la que existe una serie de dominios estructurales perfectamente definidos y diferenciados entre si. SUPERFICIES DE DISCONTINUIDADES Las superficies de discontinuidades pueden aparecer durante la formación de la roca o bien posteriormente por causas tectónicas. Al primer tipo de superficie de discontinuidad corresponde los planos de estratificación, los planos de laminación y la foliación primaria de las rocas platónicas. Al segundo tipo de superficie de discontinuidad corresponde la esquistosidad, la pizarrosidad y las fracturas, que comprenden las fallas y las diaclasas. La junta esta referido a las diaclasas.

PARÁMETROS UTILIZADOS PARA EL MAPEO GEOMECÁNICO ORIENTACIÓN: Esta dada por el buzamiento y dirección del buzamiento. ESPACIADO: Es la distancia que existe entre discontinuidades que pertenecen a una misma familia. PERSISTENCIA (Continuidad): Es la extensión o tamaño de la discontinuidad. RUGOSIDAD: Es la que determina la resistencia al corte y su importancia es inversamente proporcional a la apertura. ABERTURA (Apertura): Es la distancia que separa las paredes adyacentes de rocas en una discontinuidad. RELLENO: Es el material presente en la abertura (apertura) de una discontinuidad. PRESENCIA DE AGUA (Filtraciones): Es la cantidad de agua que presenta una discontinuidad. METEORIZACIÓN: Es el grado de descomposición de la roca debido a agentes fisicoquímicos externos tales como el viento, agua, calor, etc.


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Figura 1.- Representación esquemática de las propiedades geométricas de las discontinuidades.


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Se adjunta el REGISTRO LINEAL (hojas Excel) para las labores mineras siguientes: 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8.

Nv. 2040 Esp. Pto. 78 + 4m Nv. 2040 Esp. Pto. 84 Nv. 2070 Esp. Pto. 48 - 5m Nv. 2070 Esp. Pto. 52 Nv. 2070 Esp. Pto. 64 Nv. 2130 Esp. Pto. 50 - 4m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 1 + 11m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 3 - 13m

Pto. 50

Cx 525 Nivel 2130

Pto. 48

Pto. 52

Pto. 64 Nivel 2070

Pto. 78

Pto. 84 Nivel 2040

Con los resultados obtenidos, elaborar: 1) Las familias de discontinuidades utilizando el programa DIP. 2) Los histogramas para cada uno de los parámetros de las discontinuidades: espaciamiento, persistencia, terminación, apertura, rugosidad, relleno y ondulación. 3) Los Resúmenes de los Mapeos para cada una de las labores mineras; ejemplo: CUADRO DE RESUMEN Mina Chino II Ubicación: Nv. 2040 Esp. Pto. 78 + 4m CARACTERÍSTICAS DE LOS SETs Dirección de buzamiento Buzamiento Espaciado Persistencia Terminación Apertura Rugosidad Tipo de relleno Ondulación Meteorización


SET 1

SET 2

SET 2

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4) Conclusión de la caracterización, efectuando un análisis de las familias de fracturas principales predominantes, análisis de las rosetas. Ejemplo:

NIVEL

DIRECCIÓN DE LA GALERÍA

2040 Esp. Pto. 78 2040 Esp. Pto. 84 2070 Esp. Pto. 48 2070 Esp. Pto. 52 2070 Esp. Pto. 64 2130 Esp. Pto. 50 2130 Cx 525 Pto.1 2130 Cx 525 Pto.3

ORIENTACIÓN DE LA ROSETA DIRECCIÓN AZIMUTAL

BUZAMIENTO

Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3

Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3

TIPO DE EXCAVACIÓN HACIA EN EL CONTRA BUZADEL BUZAMIENTO MIENTO Set 1 Set 1 Set 2 Set 2 Set 3 Set 3 Set 1 Set 1 Set 2 Set 2 Set 3 Set 3 Set 1 Set 1 Set 2 Set 2 Set 3 Set 3 Set 1 Set 1 Set 2 Set 2 Set 3 Set 3 Set 1 Set 1 Set 2 Set 2 Set 3 Set 3 Set 1 Set 1 Set 2 Set 2 Set 3 Set 3 Set 1 Set 1 Set 2 Set 2 Set 3 Set 3 Set 1 Set 1 Set 2 Set 2 Set 3 Set 3

OBSERVACIONES DE LAS CONDICIONES Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3 Set 1 Set 2 Set 3

5) Conclusiones y recomendaciones de la Clasificación Geomecánica. Tomar en cuenta los cuadros adjuntos propuesto por Barton:

CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO Para clasificar el macizo rocoso de los dominios estructurales en estudio, se acudirá al sistema Q propuesto por Barton, este sistema esta basado en la evaluación numérica de la calidad del macizo rocoso utilizando 6 parámetros: RQD (Rock Quality Designation) Designación de la calidad de la roca, el cual define como el porcentaje de testigos recuperados en piezas sanas y con una longitud mayor o igual a 10 cm, en relación con una longitud base de 3 metros. Determinación del RQD: RQD = 100

-0.1λ

(0.1λ+1)

λ : numero de fracturas por metro lineal. Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

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UBICACIÓN Nv. 2040 Esp. Pto. 78 + 4m Nv. 2040 Esp. Pto. 84 Nv. 2070 Esp. Pto. 48 - 5m Nv. 2070 Esp. Pto. 52 Nv. 2070 Esp. Pto. 64 Nv. 2130 Esp. Pto. 50 - 4m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 1 + 11m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 3 - 13m

DISTANCIA DEL DOMINIO ESTRUCTURAL 8 6 9 13 13 13 7 13

NUMERO DE FRACTURAS 77 25 38 37 32 48 34 50

RQD (%)

1. DESIGNACIÓN DE LA CALIDAD DE LA ROCA a) Muy mala b) Mala c) Regular d) Buena e) Excelente

RQD 0 - 25 25 - 50 50 - 75 75 - 90 90 - 100

2. a) b) c) d) e) f) g) h)

Jn 0.5 – 1.0 2 3 4 6 9 12

i)

NUMERO DE FAMILIAS DE FRACTURAS Masivo, no fracturado o pocos fracturados Una familia de fracturas Una familia de fracturas, mas fracturas aleatoreas Dos familias de fracturas Dos familias de fracturas, mas fracturas aleatoreas Tres familias de fracturas Tres familias de fracturas, mas fracturas aleatoreas Cuatro o mas familias, fracturadas aleatorias, fracturamiento severo tipo “cubos de azúcar” Rocas trituradas, material terroso

15 20

Para en nuestro análisis de sets encontramos tres familias de fracturas para este caso la valoración es: Jn = 9

3. A) B) a) b) c) d) e) f) g) C) h) i)

NUMERO DE RUGOSIDAD DE LAS FRACTURAS Paredes rocosas en contacto Paredes rocosas en contacto antes de los 10 cm Fracturas discontinuas Rugoso o irregulares, ondulado Liso ondulado Espejos de falla, ondulado Rugosos o irregulares, planar Liso, planar Espejos de falla, planar Paredes rocosas sin contacto cuando se ha producido el corte Zona conteniendo mineral de arcilla, de espesor suficiente para prevenir el contacto con las paredes rocosas Zona arenosa, gravosa o triturada, de espesor suficiente para prevenir el contacto de las paredes rocosas

Jr

4 3 2 1.5 1.5 1 0.5 1 1

Las fracturas presentan contacto antes de los 10 cm, la mayoría de estas fracturas son discontinuas, para este parámetro consideramos: Jr = 4 4. NUMERO DE ALTERACIÓN DE LAS FRACTURAS Curso de Actualización Profesional en Ingeniería de Minas 2013-I

Ja Página 57 de 73


A) Paredes rocosas en contacto a) Escaso recubrimiento, duro, relleno, endurecido e impermeable, cuarzo o epidota. b) Fracturas con paredes no alteradas, solo con coloración superficial c) Fracturas con paredes ligeramente alteradas, capas de mineral no blandos, partículas arenosas, roca desintegrada libre de arcilla d) Capas de limo o arcillas arenosas, pequeñas fracciones de arcilla (no blandos). e) Capas de mineral arcilloso blandos o de baja fricción, es decir caolinita, mica, clorita, talco, yeso. B) Paredes rocosas en contacto antes de los 10cm de corte f) Partículas arenosas, roca desintegrada libre de arcillas. g) Relleno de mineral de arcillas fuertemente sobre consolidada endurecido h) Relleno de mineral de arcilloso de media a baja sobreconsolidación. i) Relleno de arcillas turgentes, es decir motmorillonita. Los valores dependen del porcentaje del tamaño de las partículas de las arcillas. C) Paredes rocosas sin contacto cuando se ha producido el corte j) Zonas o bandas de roca desintegrada o triturada y arcillas (ver g, h, i para condiciones arcillosas). k) Zonas o bandas de limo o arcillas arenosas, fracciones pequeñas de arcillas (no blandas). l) Zonas o bandas de arcillas potentes (Ver g, h, i para condiciones arcillosas).

0.75 1.0 2.0 3.0 4.0 4.0 6.0 8.0 8.0 – 12.0

6.0 - 8.0 ó – 12.0

8.0

5.0 10.0, 13.0 ó 13.0 – 20.0

Las fracturas presentan capas de mineral arcillosos blandos o de baja fricción, es decir caolinita, mica, clorita, talco, yeso. Ja = 4

5. a) b) c)

FACTOR DE REDUCCIÓN POR AGUA EN LAS FRACTURAS Excavaciones secas de flujo pequeño, es decir localmente. Flujo o presión media, lavado ocasional del relleno de fracturas Grandes flujos o presión alta en roca competente con fracturas sin relleno. d) Grandes flujos a altas presiones, considerable lavado del relleno. e) Flujo excepcionalmente alto o presión en la voladura, decayendo con el tiempo. f) Flujo excepcionalmente alto o presión continua sin disminución notable.

Jw 1.0 0.66 0.5 0.33 0.2 – 0.1 0.1 – 0.05

Los dominios estructurales del cerro el chino II no presentan aguas subterráneas, el valor para este factor por reducción de agua en las fracturas será: Jw = 1


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6. FACTOR DE REDUCCIÓN DE ESFUERZOS A) Zonas de debilidad que interceptan la excavación las cuales pueden causar el aflojamiento del macizo rocoso cuando se excava el túnel. a) Ocurrencias múltiples de zonas de debilidad conteniendo arcillas o roca químicamente desintegrada, muy aflojada en los alrededores (a cualquier profundidad). b) Zonas simples de debilidad conteniendo arcillas o roca químicamente desintegradas (profundidad de la excavación < 50m) c) Zonas simples de debilidad conteniendo arcillas o roca químicamente desintegradas (profundidad de la excavación > 50m) d) Zonas múltiples de corte en roca competente (arcillas libres), roca suelta en los alrededores (a cualquier profundidad). e) Zonas simples de corte en roca competente (arcillas libres) (profundidad de la excavación < 50m) f) Zonas simples de corte en roca competente (arcillas libres) (profundidad de la excavación > 50m) g) Fracturas abiertas o aflojadas, fracturamiento severo o “cubos de azúcar” (cualquier profundidad)

SRF

10.0 5.0 2.5 7.5 5.0 2.5 5.0

Las discontinuidades analizadas presentan zonas múltiples de corte en roca competente (arcillas libres, roca suelta en los alrededores a cualquier profundidad), entonces SRF = 7.5 Q = (RQD/Ja) x (Jr/Ja) x (Jw/SRF) Jn = 9 Jr = 4 Ja = 4 Jw = 1 SRF = 7.5 UBICACIÓN Nv. 2040 Esp. Pto. 78 + 4m Nv. 2040 Esp. Pto. 84 Nv. 2070 Esp. Pto. 48 - 5m Nv. 2070 Esp. Pto. 52 Nv. 2070 Esp. Pto. 64 Nv. 2130 Esp. Pto. 50 - 4m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 1 + 11m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 3 - 13m

RQD 74.96 93.39 93.24 96.64 97.43 94.65 91.41 94.25

Q 0.27763 0.3459 0.34533 0.35793 0.36085 0.35056 0.33856 0.34907

ALTURA MÁXIMA SIN SOSTENIMIENTO Para este calculó es necesario en que categoría se encuentra nuestra estructura, el ESR es la relación con el uso para la cual fue diseñada y el grado de seguridad demandado.


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CATEGORÍA DE EXCAVACIÓN A. Aberturas mineras temporales. B. Piques verticales Sección circular. Sección rectangular / cuadradas. C. Aberturas mineras permanentes, túneles, galerías, túneles piloto. D. Cámaras de tratamiento, plantas de tratamiento de agua. E. Casa de fuerzas, túneles carreteros y ferrocarrileros mayores. F. Estaciones subterráneas de energía nuclear, fabricas.

Excavación support ratio (m) ESR 3–5 2.5 2.0 1.6 1.13 0.8

MÁXIMA ABERTURA SIN SOSTENIMIENTO (m) = 2(ESR)Q0.4 Para nuestro estudio geomecánico consideramos ESR = 1.6, para aberturas mineras permanentes, galerías. UBICACIÓN Nv. 2040 Esp. Pto. 78 + 4m Nv. 2040 Esp. Pto. 84 Nv. 2070 Esp. Pto. 48 - 5m Nv. 2070 Esp. Pto. 52 Nv. 2070 Esp. Pto. 64 Nv. 2130 Esp. Pto. 50 - 4m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 1 + 11m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 3 - 13m

Máxima Abertura Sin sostenimiento 1.92 2.09 2.09 2.12 2.13 2.10 2.07 2.10

Q 0.27763 0.3459 0.34533 0.35793 0.36085 0.35056 0.33856 0.34907

SOSTENIMIENTO PERMANENTE Para determinar el sostenimiento permanente necesitamos la dimensión equivalente de nuestra excavación y la calidad del macizo rocoso, seguidamente utilizamos la grafica 1. Dimensión Equivalente = Abertura o Altura de la Galería / ESR Altura de la Galería: 1.8m ESR: 1.6 Dimensión equivalente: 1.125 UBICACIÓN Nv. 2040 Esp. Pto. 78 + 4m Nv. 2040 Esp. Pto. 84 Nv. 2070 Esp. Pto. 48 - 5m Nv. 2070 Esp. Pto. 52 Nv. 2070 Esp. Pto. 64 Nv. 2130 Esp. Pto. 50 - 4m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 1 + 11m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 3 - 13m


Q 0.27763 0.3459 0.34533 0.35793 0.36085 0.35056 0.33856 0.34907

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UBICACIÓN Nv. 2040 Esp. Pto. 78 + 4m Nv. 2040 Esp. Pto. 84 Nv. 2070 Esp. Pto. 48 - 5m Nv. 2070 Esp. Pto. 52 Nv. 2070 Esp. Pto. 64 Nv. 2130 Esp. Pto. 50 - 4m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 1 + 11m Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 3 - 13m

CONDICIÓN No requiere sostenimiento No requiere sostenimiento No requiere sostenimiento No requiere sostenimiento No requiere sostenimiento No requiere sostenimiento Requiere sostenimiento No requiere sostenimiento


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1) Nv. 2040 Esp. Pto. 78 + 4m REGISTRO LINEAL MINA CHINO II UBICACIÓN: Nv. 2040 Esp. Pto. 78 + 4m DIMENSION DEL DOMINIO ESTRUCTURAL: 8m TIPO DE ROCA: Diorita TIPO DE ORIENTACIÓN DISTANCIA A LA ESTRUCTURA Nº DISCONTINUIDAD

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

INTERSECCIÓN DE LA F: Falla CONTINUIDAD Junta (m) 0 0.2 0.5 1.2 1.5 1.9 2.2 2.45 2.75 3.15 3.45 3.65 3.95 4.15 4.25 4.5 4.6 4.95 5.05 5.15 5.45 5.95 6.2 6.5 6.8

F: falla J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta F. falla F: falla

J:

DIRECCIÓN DE BUZAMIENTO

200º 210º 250º 172º 172º 170º 350º 170º 170º 235º 215º 155º 170º 350º 155º 164º 344º 175º 245º 248º 290º 225º 160º 235º 170º


CIA. MINERA CARAVELÍ S.A. DEPARTAMENTO DE GEOMECÁNICA RQD: 31.12% FECHA: Febrero de 2004

BUZAMIENTO


SW NE SE NE SE NE SW NE NE NE NE NW NE SW NW NE SE SE NE SW SE NE SE NE NW

ESPACIADO (cm) 1. $ 50 2. 50-30 3. 30-10 4. 10-0 3 2 2 3 3 2 1 2 3 3 2 3 3 2 1 1 1 1 1 1 2 2 1 -

PERSISTENCIA TERMINACIÓN (m) 1. $ 50 1. Otra disc. 2. 3-5 2. Roca 3. 1-3 3. Continua 4. 0-1 3 3 3 4 4 3 3 3 4 3 3 4 3 3 4 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

3 1 1 1 1 3 2 2 2 3 2 2 2 3 2 1 1 1 1 1 1 1 2 1 1

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ABERTURA (cm) 1. Cerrada 2. M.ang0.1 3. Ang. 0.1-1 4. Ab. 1-5 5. M.ab. $ 5 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

RUGOSIDAD 1. Muy rug. 2. Rugosa 3. Med. Rug. 4. Lig. Rug. 5. Lisa 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

TIPO DE RELLENO 1. Limpio 2. Cuarzo 3. Arcillas 4. No determ 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

ONDULACIÓN 1. Lineal 2. Ondulada

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50

0 0.5 0.8 0.9 1.1 1.25 1.3 1.4 1.6 1.7 1.78 1.98 2.18 2.38 2.46 2.76 2.81 3.11 3.31 3.71 3.76 3.86 3.96 4.11 4.16

J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta




NE NE NW E NW NE NE NE N NE NW SE NE NW SW NW NW NW NW NE

2 3 1 2 3 2 2 2 3 3 1 2 3 1 2 1 2 1 2 4 3 2 3 3

2 3 4 4 4 4 4 4 3 3 2 4 3 4 4 3 1 4 4 4 4 3 1 3 4

3 2 1 1 1 1 1 2 1 1 3 1 3 2 2 1 4 4 4 2 1 1 1 4 1

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4 2 2 2 2 1 2 1 2 3 2 2 2 2 2 4 4 1 1 1 1 2 2 2 3

3 3 3 3 4 1 3 4 2 3 2 3 3 3 5 3 3 3 1 3 3 3 3 4 4

3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77

4.26 4.31 4.36 4.46 4.66 4.91 5.16 5.26 5.38 5.41 5.51 5.61 5.71 5.76 5.81 5.86 5.96 6.76 7.01 7.06 7.11 7.31 7.36 7.41 7.51 7.61 7.71

J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta F: falla

255º 190º 95º 185º 85º 180º 240º 180º 55º 180º 110º 215º 261º 100º 225º 265º 160º 165º 120º 180º 225º 230º 170º 190º 190º 115º 150º


85º 72º 75º 68º 90º 80º 80º 80º 50º 90º 65º 35º 75º 80º 75º 80º 58º 65º 80º 70º 25º 45º 90º 20º 78º 80º 60º

NW NE SE NE N NE S SW S NE NW SE NE NW NW NW NW N NE NE NE SW SE NW

3 3 3 3 2 3 1 3 2 3 3 2 2 1 1 2 1 2 1 2 1 1 1 4 3

4 4 4 4 4 3 4 3 4 4 4 3 4 3 4 3 4 4 4 4 3 3 2 4 1 4 2

4 2 1 1 2 1 2 3 2 1 1 3 2 2 2 3 2 2 2 2 3 3 1 1 1 2 3

Página 64 de 73

2 2 2 2 2 4 1 2 1 4 1 2 2 3 2 4 3 1 1 1 2 4 1 2 3 2 5

4 4 2 4 3 2 1 3 4 2 2 4 4 4 4 3 4 4 4 4 4 4 4 3 4 4 3

3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


2) Nv. 2040 Esp. Pto. 84 REGISTRO LINEAL MINA CHINO II UBICACIÓN: Nv. 2040 Esp. Pto. 84 DIMENSION DEL DOMINIO ESTRUCTURAL: 6m TIPO DE ROCA: Diorita TIPO DE ORIENTACIÓN ESTRUCTURA DISTANCIA A LA Nº INTERSECCIÓN DISCONDE LA F: Falla J: DIRECCIÓN DE BUZATINUIDAD CONTINUIDAD Junta BUZAMIENTO MIENTO (m)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

0 0.2 0.3 0.5 0.6 0.65 1.85 1.95 2.05 2.25 2.35 2.55 3.25 3.55 3.75 4.15 4.35 4.45 4.55 4.65 4.85 5.05 5.35 5.55 5.95





NE SW NE SE SW NE NE SW NW NE SE NE SE NE NE NW SW NE SW NW NE NW NW NW NW

CIA. MINERA CARAVELÍ S.A. DEPARTAMENTO DE GEOMECÁNICA RQD: 20.79% FECHA: Febrero de 2004 ESPACIADO (cm) 1. $ 50 2. 50-30 3. 30-10 4. 10-0

3 2 3 3 2 3 2 2 1 3 3 2 1 1 3 2 3 2 2 3 1 3 2 2 2

PERSISTENCIA TERMINACIÓN (m) 1. $ 50 1. Otra disc. 2. 3-5 2. Roca 3. 1-3 3. Continua 4. 0-1

4 4 4 4 4 3 3 4 4 4 2 3 4 3 3 4 4 4 4 2 2 4 3 4 4

2 2 2 2 2 3 1 2 1 2 2 3 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

Página 65 de 73

ABERTURA (cm)

RUGOSIDAD

1. Cerrada 2. M.ang0.1 3. Ang. 0.1-1 4. Ab. 1-5

1. Muy rug. 2. Rugosa 3. Med. Rug. 4. Lig. Rug.

5. M.ab. $

5. Lisa

2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

5

3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

TIPO DE RELLENO 1. Limpio 2. Cuarzo 3. Arcillas 4. No determ

3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3


1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


3) Nv. 2070 Esp. Pto. 48 - 5m REGISTRO LINEAL MINA CHINO II UBICACIÓN: Nv. 2070 Esp. Pto. 48 - 5m DIMENSION DEL DOMINIO ESTRUCTURAL: 9m TIPO DE ROCA: Diorita TIPO DE ORIENTACIÓN DISTANCIA A LA ESTRUCTURA Nº DISCONTINUIDAD

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 Curso 37 de 38

INTERSECCIÓN DE LA F: Falla CONTINUIDAD Junta (m)

0 0.2 0.3 0.5 0.7 1 1.4 1.7 1.9 2 2.1 2.25 2.45 2.5 2.61 2.91 3.16 3.26 3.31 3.41 3.71 4.11 4.46 4.56 4.86 5.26 6.06 6.26 6.51 6.66 6.96 7.21 7.41 7.91 8.51 8.81 Actualización 8.84 8.88

J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta Profesional en J: junta J: junta

J:


60º 32º 157º 22º 50º 160º 64º 164º 175º 75º 162º 5º 140º 55º 162º 32º 75º 12º 80º 25º 0º 115º 45º 15º 35º 30º 110º 17º 25º 95º 5º 110º 26º 24º 40º 127º Ingeniería50º de 120º

Minas


BUZAMIENTO

61º 88º 64º 75º 50º 65º 62º 60º 38º 64º 74º 70º 65º 60º 50º 80º 60º 68º 52º 40º 85º 67º 58º 62º 45º 43º 70º 64º 82º 85º 45º 80º 84º 76º 28º 82º 2013-I 44º 70º

NE NE NW SW NW NW NE NW NE NW SW NE SE NE NE NW SW NE SW NW NE SW SE SE SW NE NE NE NW SW SW SE SW SW E E E E

ESPACIADO (cm) 1. $ 50 2. 50-30 3. 30-10 4. 10-0 3 3 4 3 1 2 2 2 3 3 2 3 1 2 1 3 1 1 3 3 2 1 1 1 2 2 1 1 2 1 1 2 2 2 3 3 3 -

PERSISTENCIA TERMINACIÓN (m) 1. $ 50 1. Otra disc. 2. 3-5 2. Roca 3. 1-3 3. Continua 4. 0-1 4 4 4 4 3 4 3 4 3 3 3 4 4 4 4 4 3 4 3 2 3 3 4 4 2 2 2 4 4 3 3 4 4 4 4 4 4 2

2 2 2 2 3 2 1 2 2 1 2 2 1 1 1 2 1 2 1 1 1 1 2 2 3 3 3 2 2 3 1 2 2 1 1 2 Página 2 3

ABERTURA (cm) 1. Cerrada 2. M.ang0.1 3. Ang. 0.1-1 4. Ab. 1-5 5. M.ab. $ 5 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 66 de 732 2

RUGOSIDAD 1. Muy rug. 2. Rugosa 3. Med. Rug. 4. Lig. Rug. 5. Lisa 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

TIPO DE RELLENO 1. Limpio 2. Cuarzo 3. Arcillas 4. No determ 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3


1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


4) Nv. 2070 Esp. Pto. 52 REGISTRO LINEAL MINA CHINO II UBICACIÓN: Nv. 2070 Esp. Pto. 52 DIMENSION DEL DOMINIO ESTRUCTURAL: 13 m TIPO DE ROCA: Diorita TIPO DE ORIENTACIÓN DISTANCIA A LA ESTRUCTURA Nº DISCONTINUIDAD

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37

INTERSECCIÓN DE LA F: Falla CONTINUIDAD Junta (m) 0 0.1 0.3 0.6 0.8 1 1.7 2.2 2.5 2.55 2.65 2.75 3.05 3.1 3.3 3.55 3.85 4.35 4.65 4.7 5.4 5.8 6 6.3 6.6 6.8 6.9 7.95 8.05 8.85 9.35 10.15 10.47 10.67 10.92 11.82 12.12

J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta

J:


180º 108º 190º 140º 190º 164º 228º 150º 220º 180º 116º 230º 126º 230º 180º 227º 96º 102º 35º 185º 160º 86º 175º 166º 102º 177º 90º 170º 162º 148º 230º 185º 165º 190º 120º 230º 180º


BUZAMIENTO

62º 80º 45º 65º 68º 84º 56º 52º 58º 47º 81º 50º 70º 70º 49º 24º 80º 75º 79º 70º 74º 76º 80º 80º 75º 70º 63º 70º 30º 76º 55º 58º 82º 52º 80º 62º 88º

S SE NE SE NE SE NE N NE N SE NE N SE NE SW N SW SE SE NE NE SE SE NW W NW SE NW NE NE SE NE NE SE NE N


ESPACIADO (cm) 1. $ 50 2. 50-30 3. 30-10 4. 10-0 2 3 3 1 1 1 2 2 1 3 1 1 2 1 2 3 3 1 1 1 1 3 3 1 4 4 3 2 4 2 2 2 3 4 3 2

PERSISTENCIA TERMINACIÓN (m) 1. $ 50 1. Otra disc. 2. 3-5 2. Roca 3. 1-3 3. Continua 4. 0-1 4 3 4 3 4 3 3 4 3 4 3 3 4 4 4 4 3 2 3 4 3 3 4 4 3 4 4 4 4 3 3 4 4 3 4 3 4

3 3 3 2 2 2 2 2 2 2 3 2 2 2 2 2 2 3 2 2 3 1 2 2 1 2 1 2 2 3 3 2 2 3 1 2 2

ABERTURA (cm) 1. Cerrada 2. M.ang0.1 3. Ang. 0.1-1 4. Ab. 1-5 5. M.ab. $ 5 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

Página 67 de 73

RUGOSIDAD 1. Muy rug. 2. Rugosa 3. Med. Rug. 4. Lig. Rug. 5. Lisa 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

TIPO DE RELLENO 1. Limpio 2. Cuarzo 3. Arcillas 4. No determ 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3


1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


5) Nv. 2070 Esp. Pto. 64 REGISTRO LINEAL MINA CHINO II UBICACIÓN: Nv. 2070 Esp. Pto. 64 DIMENSION DEL DOMINIO ESTRUCTURAL: 13 m TIPO DE ROCA: Diorita TIPO DE ORIENTACIÓN DISTANCIA A LA ESTRUCTURA Nº DISCONTINUIDAD


J:



BUZAMIENTO

ESPACIADO (cm) 1. $ 50 2. 50-30 3. 30-10 4. 10-0


1 2 3 4

0 0.1 0.8 1

J: junta J: junta J: junta J: junta

270º 230º 162º 260º

66º 76º 65º 60º

E NE NW NE

2 3 1 1

3 3 3 3

1 1 1 3

5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32

1.3 1.7 1.85 2.05 2.15 2.25 2.4 2.65 2.95 3.85 4.25 4.35 4.5 4.7 4.75 4.85 5.15 6.25 6.3 7.5 8.4 9.3 9.4 10.3 10.5 11.4 12.3 12.8

J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta

202º 182º 284º 208º 195º 135º 175º 260º 202º 260º 185º 220º 127º 122º 180º 183º 192º 124º 202º 108º 220º 265º 215º 220º 158º 205º 217º 115º

55º 55º 58º 45º 46º 84º 60º 54º 49º 45º 65º 15º 68º 88º 62º 70º 87º 82º 45º 55º 68º 49º 50º 78º 78º 55º 80º 82º

NE SE SE SW NE NW NE NW NW NE NE NE NE SW SE NW N SW NE NW NE NE NE NE NW NE NE NW

2 1 2 3 1 2 1 2 1 1 1 4 3 1 1 1 1 1 1 1 1 3 1 1 3 1 1

4 3 3 3 4 3 4 4 3 3 3 3 3 4 4 4 3 3 4 3 4 3 3 3 4 3 3 4

1 1 1 1 2 1 2 1 1 1 1 1 1 1 2 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


ABERTURA (cm) 1. Cerrada 2. M.ang0.1 3. Ang. 0.1-1 4. Ab. 1-5 5. M.ab. $ 5 2 2 2 2

Página 68 de 73

2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

RUGOSIDAD 1. Muy rug. 2. Rugosa 3. Med. Rug. 4. Lig. Rug. 5. Lisa 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3



3 3 3 3

1 1 1 1

3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


6) Nv. 2130 Esp. Pto. 50 - 4m REGISTRO LINEAL MINA CHINO II UBICACIÓN: Nv. 2130 Esp. Pto. 50 - 4m DIMENSION DEL DOMINIO ESTRUCTURAL: 13 m TIPO DE ROCA: Diorita TIPO DE ORIENTACIÓN DISTANCIA A LA ESTRUCTURA Nº DISCONTINUIDAD

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

INTERSECCIÓN DE LA F: Falla CONTINUIDAD Junta (m) 0 0.2 0.5 0.95 1.45 1.75 2.27 2.42 2.92 3.32 3.42 3.67 3.77 4.07 4.17 4.25 4.4 4.45 4.7 5 6.1 6.6 7.05 7.1 7.2


J:





BUZAMIENTO


E NE NW NE NE SE SE SW NE NW NE NW NW NE NE NE NE SW SE NW N SW NE NW NE

ESPACIADO (cm) 1. $ 50 2. 50-30 3. 30-10 4. 10-0 2 2 1

2 1 2 3 1 2 1 3 3 2 1 1 1 3 2


1 3 2 2 3 2 3 2 2 1 2 2 2 1 2 2 1 2 1 1 1 1 2 2 2

Página 69 de 73





1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48

7.5 7.75 7.9 8.05 8.2 8.4 8.5 8.55 8.65 8.95 9.05 9.15 9.43 9.63 9.93 10.13 10.43 10.58 10.88 11.08 11.38 11.63 12.13

J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta

250º 124º 260º 135º 105º 155º 214º 120º 248º 124º 214º 245º 120º 142º 235º 132º 185º 130º 225º 205º 145º 115º 30º


52º 52º 52º 54º 85º 79º 82º 64º 49º 83º 49º 40º 72º 70º 49º 64º 80º 65º 55º 30º 68º 78º 70º

NE NE NE NW NE NE NW NE SW SE NW N SW NE NW NW SW NW NE SW NW SE NE

3 3 1 3 1 2 1 1 3 3 1 1 2 3 1 1 1 2

3

3 4 4 4 4 4 4 3 4 4 4 4 4 3 4 3 3 4 4 4 4 3 3

1 2 2 2 1 2 1 1 2 2 2 2 2 1 2 1 1 2 2 2 2 1 1

Página 70 de 73

2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


7) Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 1 + 11m REGISTRO LINEAL MINA CHINO II UBICACIÓN: Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 1 + 11m DIMENSION DEL DOMINIO ESTRUCTURAL: 7m TIPO DE ROCA: Diorita TIPO DE ORIENTACIÓN DISTANCIA A LA ESTRUCTURA Nº DISCONTINUIDAD


J:



BUZAMIENTO

ESPACIADO (cm) 1. $ 50 2. 50-30 3. 30-10 4. 10-0


ABERTURA (cm) 1. Cerrada 2. M.ang0.1 3. Ang. 0.1-1 4. Ab. 1-5 5. M.ab. $ 5 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31

0 0.4 0.2 0.15 0.3 0.05 0.3 0.1 0.2 0.3 0.2 0.15 0.25 0.3 0.15 0.15 0.2 0.2 0.1 0.15 0.25 0.15 0.15 0.1 0.2 0.1 0.2 0.15 0.2 0.25 0.1

J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta J: junta

120º 195º 135º 190º 245º 140º 207º 243º 330º 222º 155º 217º 155º 122º 202º 120º 100º 340º 230º 148º 205º 138º 235º 110º 208º 155º 215º 140º 237º 140º 250º

86º 87º 80º 52º 48º 82º 83º 55º 66º 75º 65º 64º 67º 73º 80º 87º 76º 78º 63º 60º 85º 65º 40º 67º 88º 57º 55º 70º 85º 60º 60º

E NE NW NE NE SE SE SW NE NW NE NW NW NE NE NE NE SW SE NW N SW NE NW NE NE NE NE NW NE NE

3 3 3 1 1 3 1 2 3 4 2 2 1 1 3 3 1 1 3 3 2 2 2 1 1 3 1 3 1 4 1

3 3 3 4 4 4 4 4 4 4 4 4 4 4 4 3 4 3 4 3 3 3 4 4 4 4 4 3 4 3 4

3 3 2 2 2 2 2 1 1 1 1 1 1 1 2 1 2 2 2 2 2 2 2 2 2 1 2 1 2 3 2

32

0.05

J: junta

142º

60º

NW

2

3

3

2

33 34

0.35 0.15

J: junta J: junta

240º 205º

55º 80º

NE SW

3

4 4

1 2

2 2


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RUGOSIDAD 1. Muy rug. 2. Rugosa 3. Med. Rug. 4. Lig. Rug. 5. Lisa 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3



3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

3

3

1

3 3

3 3

1 1


8) Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 3 - 13m REGISTRO LINEAL MINA CHINO II UBICACIÓN: Nv. 2130 Cx. 525 Pto. 3 - 13m DIMENSION DEL DOMINIO ESTRUCTURAL: 13 m TIPO DE ROCA: Diorita TIPO DE ORIENTACIÓN DISTANCIA A LA ESTRUCTURA Nº DISCONTINUIDAD

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

INTERSECCIÓN DE LA F: Falla CONTINUIDAD Junta (m) 0 0.2 0.5 0.65 1.25 1.4 1.5 1.8 1.9 2.05 2.15 2.2 2.65 2.73 2.93 3.28 3.43 3.78 3.98 4.43 4.53 4.63 4.83 5.08 5.43


J:





BUZAMIENTO


E NE NW NE NE SE SE SW NE NW NE NW NW NE NE NE NE SW SE NW N SW NE NW NE

ESPACIADO (cm) 1. $ 50 2. 50-30 3. 30-10 4. 10-0 3 1 3 1 2 1 2 3 1 2 1 3 2 4 1 2 3 1 2 1 2 1 1 1


1 1 1 3 1 1 2 1 3 2 3 2 3 2 1 1 1 1 1 1 2 1 1 2 2

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1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1


26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50

5.58 5.68 5.86 6.31 6.71 6.96 7.46 7.56 7.65 8.16 8.36 8.66 9.11 9.36 9.51 9.71 9.96 10.21 10.61 1086 11.01 11.61 11.76 11.96 12.06





NE NE NE NW NE NE NW NE SW SE NE SE NE SW NE NW NE NW NE NW NE NW NE NW NE

2 1 1 1 2 1 2 2 1 1 1 2 1 1 2 1 3 1

1 3 3 1 1

3 4 4 4 4 4 4 3 4 3 4 4 4 4 3 3 3 4 3 4 3 3 4 3 3

1 1 1 1 2 1 1 1 2 2 1 3 2 1 3 3 2 1 3 1 3 3 2 3 3

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3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

02 Texto Geomecanica 2013 i

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