XII SIMPOSIUM DE INGENIERIA EN MINAS DEPARTAMENTO DE INGENIERIA EN MINAS UNIVERSIDAD DE SANTIAGO DE CHILE
PROPIEDADES GEOMECÁNICAS DE LAS ESTRUCTURAS DEL MACIZO ROCOSO PRIMARIO DE MINA EL TENIENTE Antonio Karzulovic, A. Karzulovic & Asoc. Ltda. Andrés Brzovic, Jorge Pereira, Pereira, Suptcia. Geología, División El Teniente de CODELCO Fernando Marambio, Marambio, Andrea Russo, Suptcia. Geología, División El Teniente de CODELCO Patricio Cavieres, Área Ing. de Rocas, División El Teniente de CODELCO
RESUMEN Las estructuras presentes en el macizo rocoso definen en forma importante el efecto de escala, la direccionalidad en la resistencia y deformabilidad del macizo rocoso, así como las condiciones cinemáticas que rigen el desarme del macizo rocoso, por lo que tienen un impacto no desprecia ble en una minería subterránea subterráne a mediante métodos de hundimiento. Si bien en los últimos 30 años se han logrado avances importantes en la caracterización geomecánica de las estructuras, el conocimiento que se tiene de las propiedades geomecánicas de éstas es todavía limitado. Por otra parte, la gran mayoría de los estudios sobre caracterización geomecánica de estructuras dice relación con taludes en roca, estructuras abiertas y/o con rellenos blandos, y condiciones de bajo confinamiento; mientras que en una minería subterránea en roca primaria se tienen estructuras selladas, con rellenos no necesariamente blandos, y esfuerzos de confinamiento que aumentan rápidamente en la medida que se incrementa la distancia respecto a las caras libres definidas por las cavidades y excavaciones subterráneas. El presente trabajo presenta, en forma resumida, los resultados del trabajo de los autores para caracterizar geomecánicamente las estructuras que aparecen en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente, y que corresponden principalmente a vetillas selladas con rellenos mucho más com petentes que los usualmente encontrados enc ontrados en la minería a rajo abierto. ab ierto. Esta evaluación evaluac ión incluye la resistencia al corte, la resistencia en tracción y, también, la rigidez normal y de corte de estas estructuras. Finalmente se ilustra, mediante un ejemplo sencillo, el efecto de las propiedades geomecánicas en el comportamiento del macizo rocoso.
1
ESTRUCTURAS DEL MACIZO ROCOSO PRIMARIO DEL TENIENTE En el caso del macizo rocoso primario de Mina El Teniente la gran mayoría de las estructuras se encuentra selladas con rellenos que, en comparación con los rellenos que comúnmente se encuentran en los taludes mineros, son bastante competentes. Estas vetillas presentan las siguientes características geológico-geotécnicas:
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Pueden corresponder a un ambiente tardimagmático (TM), a un ambiente hidrotermal principal (HP), o a un ambiente hidrotermal tardío (HT).
•
Pueden presentar distintos tipos de relleno: anhidrita, bornita, calcopirita, carbonato, cuarzo, molibdenita, sericita, tenantita, etc.; ya sea como un único mineral, como un mineral predominante con otros en menor proporción, o como una mezcla en que hay dos o más minerales predominantes. En general estos rellenos son de competencia media a alta, a diferencia de los rellenos típicos de las vetillas que se encuentran en la minería a rajo abierto.
•
El relleno puede presentar heterogeneidades orientadas, usualmente denominadas suturas, que muchas veces son más débiles y, en el caso de macizos rocosos secundarios, pueden presentar oquedades como las que se muestran en Figura 1.
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Muchas veces generan un halo de alteración en la roca de caja por lo que, como se muestra en Figura 2, puede considerarse que desde el centro de la vetilla hacia fuera de ésta se definen varios “entes” característicos:
→
La traza de una superficie imaginaria que pasa por el medio de la vetilla define el centro de la vetilla (generalmente no es recto).
→
El material de relleno que sella la estructura corresponde a uno o más minerales, y define la potencia o espesor de la vetilla. Este espesor o potencia puede variar de menos de 1 mm a varios centímetros, pero en general predominan los espesores en el rango de 1 a 5 mm.
OQUEDADES
Figura 1: Oquedades o poros en estructuras con rellenos de cuarzo y sulfuros de cobre, en una granodiorita secundaria.
→
A veces el material de relleno incluye suturas, las cuales muchas veces son más débiles que el resto del relleno.
→
El contacto entre el relleno y la roca de caja, este ésta alterada o no, define una interfase que frecuentemente corresponde al eslabón más débil del sistema y donde se produce la ruptura de la vetilla.
→
A veces el efecto de vetilla se extiende más allá del límite de la misma mediante un halo de alteración, producto de cambios químicos, que afecta la roca de caja. Este halo de alteración puede tener una potencia variable a lo largo de la vetilla, pero en general degrada las propiedades mecánicas de la roca de caja. 2
CENTRO DE LA VETILLA MATERIAL DE RELLENO INTERFASE RELLENO - ROCA DE CAJA
SUTURA (MÁS DÉBIL) HALO DE ALTERACION ROCA SIN HALO DE ALTERACION
(a) Esquema ilustrativo de los entes típicos de una vetilla sellada en roca primaria HALO DE ALTERACIÓN: Cambios químicos que afectan la roca de caja. En este caso se trata de una vetilla HT, que genera un halo de alteración cuarzo-sericítica.
INTERFASE: Plano de contacto entre la roca de caja, alterada o no, y el relleno de la vetilla.
RELLENO de la estructura: Anhidrita (blanco lechoso) Bornita (gris azulado) Carbonato (pardo claro) Cuarzo (blanco traslúcido)
(b) Ejemplo de una vetilla HT típica, con varios minerales de relleno, un halo de alteración cuarzo-sericítica y un detalle que muestra la interfase o contacto entre la roca de caja y el relleno.
Figura 2: Entes y zonas típicos de una vetilla sellada del macizo rocoso primario de Mina El Teniente, los cuales caracterizan el comportamiento mecánico de este tipo de estructuras.
→
Si no hay halo de alteración o más allá de éste se encuentra la roca sin halo de alteración, que presenta propiedades mecánicas más competentes que las de la mayoría de los materiales de relleno.
3
•
Las cajas de estas vetillas son poco rugosas, y determinaciones del índice de rugosidad de las estructuras, Jr , efectuadas en andesitas y dioritas primarias del Sector Ten Sub 6 N Fw, indican valores en el rango de 1 a 4, con medias del orden de 1.5 a 1.7 y coeficientes de variación en el rango de 0.4 a 0.5. Esto significa que si se considera una escala de 1 m, las cajas de estas vetillas tendrían valores del coeficiente de rugosidad JRC de Barton-Bandis en el rango de 1 a 3, si la mismas son planas, 5 a 7, si las mismas son ondulosas, y 7 a 9, si las mismas son escalonadas, conforme al esquema de Figura 3.
Figura 3: Perfiles de rugosidad para estimar el valor del coeficiente de rugosidad de la estructura, JRC, a escalas de 0.2 a 1.0 m, en que se indica también el valor del índice de rugosidad Jr utilizado en el sistema de calificación geotécnica de Barton (tomada de Barton (1987)).
4
•
Si bien estas estructuras son poco rugosas a escalas de 0.1 a 1.0 m y, por otra parte, pueden calificarse de planas a poco sinuosas, a escalas de 5 a 10 m presentan muchas veces “escalones” como el que se muestra en Figura 4, lo que mejora su resistencia al corte.
Figura 4: Escalones en el plano de una estructura a escala labor en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente, que mejoran la resistencia al corte de esta discontinuidad plana o poco sinuosa (para efectos de escala puede considerarse que el espaciamiento entre pernos es del orden de 1 m).
•
La roca de caja, incluso si presenta un halo de alteración, es competente. Así, en principio puede considerarse que el parámetro JCS, correspondiente a la resistencia en compresión uniaxial de la roca de caja, probablemente será del orden de 50 a 75 MPa, en aquellos casos en que la roca de caja presenta un halo de alteración cuarzo-sericítica, y de 100 a 125 MPa, cuando la roca de caja no presenta halo de alteración1.
•
La Superintendencia de Geología de División El Teniente (Suptcia. Geología (1998), Brzovic et al. (2001)), ha subdividido estas vetillas en 3 clases según la extensión de su traza:
1
→
VETILLAS MAYORES: Se caracterizan por extenderse lo suficiente para abarcar al menos 2 labores, usualmente corresponden a vetillas HT o HP, pueden tener potencias de hasta 200 mm, pero típicamente presentan espesores de 5 a 25 mm de espesor.
→
VETILLAS INTERMEDIAS: Se caracterizan por cruzar la labor, y pueden corres ponder a vetillas HT, HP o TM. Pueden tener potencias de hasta 50 mm, pero típicamente tienen espesores de 1 a 10 mm.
Por supuesto debe entenderse que estos valores corresponden a una primera estimación y los mismos podrán variar. Así, si la roca de caja es una diorita sin alteración será posible que JCS exceda los 125 MPa, mientras que si la roca de caja es una andesita con un halo de alteración cuarzo-sericítica muy leve será posible que JCS exceda los 75 MPa.
5
→
•
VETILLAS MENORES: Se caracterizan porque no alcanzan a cruzar la labor, y pueden corresponder a vetillas HT, HP o TM. Generalmente tienen potencias menores que 10 mm.
Trabajos desarrollados en los últimos años por la Superintendencia de Geología de División El Teniente, han demostrado la importancia de diferenciar en el mapeo geológicogeotécnico las vetillas “débiles” de aquellas “resistentes”, en términos relativos. Al respecto, lo observado en los Sectores Ten Sub 6 y Esmeralda ha permitido concluir que las vetillas pueden ordenarse según resistencias decrecientes como sigue:
→
Vetillas Mayores:
con rellenos de cuarzo con rellenos de cuarzo-turmalina en más de un 30% con rellenos de cuarzo-turmalina en menos de un 30% con rellenos de calcopirita-anhidrita en más de un 70% con rellenos débiles (carbonatos, molibdenita, sericita, etc.)
→
Vetillas Intermedias:
con rellenos de cuarzo con rellenos de cuarzo-turmalina en más de un 30% con rellenos de cuarzo-turmalina en menos de un 30% con rellenos de calcopirita-anhidrita en más de un 70% con rellenos débiles (carbonatos, molibdenita, sericita, etc.).
En Figuras 5 a 12 se ilustran algunos ejemplos de las vetillas selladas que aparecen en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente.
Figura 5: Stockwork que muestra principalmente vetillas TM de cuarzo, sin o con muy poco halo de alteración (la distancia entre pernos es aprox. 1 m).
6
Figura 6: Vetilla HP con relleno de calcopirita y halo de alteración cuarzosericítica en la roca de caja.
Figura 7: Vetilla HP gruesa con rellenos de calcopirita y sericita (el lápiz da una idea de la potencia de la vetilla).
Figura 8: Vetilla HP de calcopirita con halo de alteración, cortando a una vetilla TM gruesa. Ambas vetillas presentan potencias de 5 a 10 mm.
Figura 9: Vetilla HT con rellenos de anhidrita, carbonato, cuarzo y bornita, con halo de alteración cuarzo-sericítico y una potencia de 2 a 8 mm.
7
Figura 10: Vetilla TM con cuarzo, sulfuros de bornita y calcopirita, en parte como sutura. La potencia es de unos 5 mm.
Figura 11: Molde dejado por una inesta bilidad de bloque que expone una vetilla HP, con pátinas de calcopirita y sericita.
Figura 12: Vetilla TM de cuarzo, con una potencia de 10 a 20 mm y una traza de algunos metros.
8
Además de las vetillas selladas descritas en las páginas anteriores, el macizo rocoso primario de Mina El Teniente también presenta algunas fallas geológicas con rellenos comparativamente mucho más blandos y más débiles. Estas fallas geológicas tienen trazas de decenas a centenas de metros, potencias centimétricas a decimétricas, y presentan rellenos con material fino y, también, granular o de material brechizado; sin em bargo, estos rellenos se aprecian más compactos que los que se observan comúnmente en las fallas geológicas que aparecen en los taludes mineros y/o en la superficie del terreno, por lo que el uso de la expresión “salbanda arcillosa” para describir el material de relleno de estas fallas geológicas puede inducir a error. En Figura 13 se muestra un ejemplo de estas fallas geológicas; correspondiente a la denominada Falla N1, que es una de las fallas principales de Mina El Teniente. Como se muestra en los ejemplos de Figuras 14 y 15, a veces estas fallas geológicas presentan los llamados “espejos de falla” o “slickensides”, lo que demuestra que las mismas han sufrido notorios des plazamientos de corte2. Conforme con todo lo anterior, puede señalarse que desde un punto de vista geotécnico el macizo rocoso primario de Mina El Teniente presenta los siguientes tipos de estructuras o discontinuidades:
Figura 13: Traza de la Falla N1 en la Caja Hw de la Calle 7 del Sector Ten Sub 6, donde esta estructura presenta una potencia en el rango de 5 a 15 cm.
•
Fallas geológicas mayores, similares a la Falla N1, que corresponden a las discontinuidades más débiles.
•
Estructuras o vetillas con rellenos blandos o débiles (carbonatos, molibdenita, sericita, etc.)
•
Estructuras o vetillas con rellenos de resistencia baja a media (calcopirita-anhidrita en más de un 70%).
•
Estructuras o vetillas con rellenos de resistencia media a alta (cuarzo-turmalina en menos de un 30%).
•
Estructuras o vetillas con rellenos de resistencia alta a muy alta (cuarzo-turmalina en más de un 30% a predominantemente cuarzo).
En lo que sigue se discuten las propiedades mecánicas de este tipo de estructuras.
2
Los “slickensides” o “espejos de falla” corresponden a las estrías pulidas que se forman en una estructura cuando ésta sufre desplazamientos de corte, de magnitud suficientemente importante como para cizallar y pulir la discontinuidad.
9
Figura 14: Detalle que muestra la superficie de un trozo expuesto de la Falla B, en el Sector Esmeralda, con “slickensides” (ancho foto ≈ 8 cm).
Figura 15: Detalle que muestra la superficie expuesta, con “slickensides”, de una falla en el Nivel Teniente 5.
RESISTENCIA AL CORTE En lo que se refiere a la resistencia al corte de las fallas geológicas presentes en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente, una revisión del estado de la práctica (ver Karzulovic (2001)), y una evaluación de los criterios más usados permite señalar lo siguiente:
•
El criterio de Barton (1995) parece demasiado conservador, ya que resulta en resistencias al corte equivalentes a un ángulo de fricción en el rango de 15° a 20°.
•
Si se considera que la extensión de estas estructuras mayores estaría en el rango 100 a 1000 m, los valores reseñados por Pusch (1994,95) indican ángulos de fricción en el rango de 25° a 30° para la resistencia peak, y de 18° a 25° para la resistencia residual. Por otra parte, si se consideran extensiones en el rango de 1000 a 10000 m, se obtienen ángulos de fricción en el rango de 20° a 25° para la resistencia peak, y de 15° a 20° para la resistencia residual.
•
Si se consideran las resistencias “típicas” reseñadas en la literatura técnica especializada, resultan resistencias peak definidas por ángulos de fricción de 25° a 32° y cohesiones de 30 a 80 kPa, y resistencias residuales definidas por ángulos de fricción de 12° a 28° y cohesiones nulas.
Conforme con todo esto y en base a la experiencia del autor de este informe, se propone que la resistencia al corte de las fallas geológicas presentes en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente se defina según el criterio de Mohr-Coulomb, conforme con lo siguiente: Resistencia Peak: Ángulo de fricción, φ peak = 28° Cohesión, c peak = 75 kPa Resistencia Residual:
Ángulo de fricción, φres = 20°
Cohesión, cres = 0 kPa 10
Para evaluar la resistencia al corte de las vetillas selladas que aparecen en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente se procedió de la siguiente forma: (a)
Considerando en primer lugar una escala del orden de 5 a 10 cm, y examinando los resultados de una serie de ensayos triaxiales en que la ruptura ocurrió por una vetilla, se supuso que el índice JCS era igual a 125 MPa (prácticamente no había halos de alteración y la resistencia en compresión uniaxial de la roca de caja presentaba valores medios en el rango de 120 a 135 MPa), y que el índice JRC era igual a 10° (considerando que la rugosidad de los planos de ruptura era tal que los valores de JRC podrían variar entre 5° y 20°).
(b)
Para el caso de andesitas y dioritas parece razonable suponer que φ b, el ángulo de fricción básico, es del orden de 30° (esto probablemente es algo conservador en el caso de las brechas ígneas).
(c)
Conforme con (a) y (b), la resistencia al corte puede evaluarse según el criterio de BartonBandis como:
=
τ max
(d)
125 + 30° σ n
n tan 10° × lg
σ
(1)
La ecuación (1) permite definir la envolvente de resistencia que se muestra en Figura 16, la cual es válida a una escala de 5 a 10 cm y no considera el efecto del relleno 100
90
80
) 70 a P M ( 60
e t r o C 50 e d o z r 40 e u f s E 30
20
10
0 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
Esfuerzo Normal Efecti o (MPa)
Figura 16: Envolvente de resistencia de Barton-Bandis a una escala de 5 a 10 cm, y sin considerar el efecto del relleno.
11
(e)
Para considerar el efecto del relleno se seleccionaron probetas sometidas a ensayos de compresión triaxial en las cuales la ruptura estaba claramente definida por una única vetilla. La información relativa a estas probetas seleccionadas se resumen en Tabla 1, y algunos de los planos de ruptura se muestran en Figuras 17 y 18. Tabla 1 RESULTADOS DE ENSAYOS TRIAXIALES CON RUPTURA DEFINIDA POR VETILLAS Probeta
Roca de Caja
Tipo de Relleno
σ
3
σ
1
(MPa)
ANDP-5
Andesita Primaria
PAP-15 PAP-35
Pórfido Andesítico Primario
PAP-30 DIOP-35 DIOP-38
(MPa)
52
62.3
72.1
12.0
192.7
54
74.4
85.9
17.9
236.1
68
48.5
75.8
17.9
196.3
59
65.2
78.8
Calcopirita-Anhidrita
48.1
373.3
80
57.9
55.6
Anhidrita-Calcopirita (< 1 mm)
7.0
155.1
60
44.0
64.1
Anhidrita-Calcopirita-Turmalina (< 1 mm)
13.9
174.1
57
61.4
73.2
41.0
270.1
62
91.5
95.0
14.1
142.6
63
40.6
52.0
44.4
310.8
72
69.8
78.3
Calcopirita-Anhidrita (< 1 mm)
Anhidrita-Calcopirita (< 1 mm)
Diorita Primaria
τ
n
154.6
ANDP-43 ANDP-70
(°)
σ
6.0
Calcopirita-Anhidrita (2 mm)
ANDP-35 ANDP-38
δ
Calcopirita-Anhidrita (< 1 mm)
δ es la inclinación media del plano de ruptura respecto a la horizontal.
Figura 17: Vetilla con calcopirita y anhidrita que define la ruptura en compresión triaxial (probeta ANDP-5).
Figura 18: Vetilla con calcopirita y anhidrita que define la ruptura en compresión triaxial (probeta ANDP-43).
12
(f)
Estos resultados permiten ajustar la envolvente de falla para considerar la cohesión debida al relleno como se muestra en Figura 19, con lo que la resistencia a una escala de 5 a 10 cm queda dada por: τ
max
=
125 + 30° + 33.5 MPa σ n
n tan 10° × lg
σ
(2)
donde el término adicional de 33.5 MPa corresponde a la cohesión de la estructura a esta escala que, para efectos prácticos, puede considerarse similar a la escala de “roca intacta”. 100 RELLENO: CALCOPIRITA - ANHIDRITA > 1 mm
90
CALCOPIRITA - ANHIDRITA < 1 mm ANHIDRITA - CALCOPIRITA < 1 mm
80 COHESION POR EFECTO DEL RELLENO
70
) a P M ( 60 e t r o C 50 e d o z r 40 e u f s E 30
20
10
0 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
Esfuerzo Normal Efecti o (MPa)
Figura 19: Envolvente de resistencia de Barton-Bandis a una escala de 5 a 10 cm, considerando la cohesión debida al relleno (la curva de trazos corresponde al caso sin cohesión, definido por la ecuación (1)).
(g)
Para tomar en cuenta el efecto de escala se considerarán vetillas “a escala labor”, con trazas de 5 a 15 m, y vetillas “a escala mayor”, con trazas de 50 a 150 m, suponiendo que el efecto de escala de los distintos parámetros que definen la resistencia al corte puede tratarse inde pendientemente, conforme con lo siguiente:
Considerando lo expuesto respecto al efecto de escala en el índice JCS, puede concluirse que en ambos casos (i.e. 5 a 15 m y 50 a 150 m) JCS tendría valores del orden de 90 MPa. Considerando lo expuesto respecto al efecto de escala en el índice JRC, puede concluirse que para vetillas con trazas de 5 a 15 m JRC sería del orden de 4, mientras que en el caso de vetillas con trazas de 50 a 150 m JRCS sería del orden de 2. 13
No hay mayores antecedentes respecto al efecto de escala de la cohesión de estructuras selladas con rellenos competentes, pero la experiencia de los autores con estructuras selladas con rellenos de competencia media permite suponer una disminución de la cohesión del orden del 50% al pasar de ensayar áreas de unos 25 cm2 a áreas de unos 450 cm2, lo que permite sugerir como primera aproximación que este efecto de escala podría evaluarse como: c L
=
c Lo
L Lo
−0.5
(3)
donde c L es la cohesión para una traza de longitud L, y c Lo es la cohesión medida para una traza de longitud L o . Conforme con esto, se tiene que vetillas con trazas de 5 a 15 m tendrían una cohesión de unos 3 MPa, y vetillas con trazas de 50 a 150 m tendrían una cohesión del orden de 1 MPa. (h)
Todo esto se refiere a vetillas selladas con rellenos de calcopirita-anhidrita; sin embargo, parece razonable suponer que el efecto de un cambio en el material de relleno tendría efecto principalmente en la magnitud de la cohesión.
(i)
Conforme con (h), y considerando las “competencias relativas” de los distintos tipos de relleno, se supondrá lo siguiente:
(j)
La cohesión de vetillas “de alta resistencia”, en que el relleno predominante es cuarzo, sería unas 3 veces mayor que la de vetillas con rellenos de calcopirita-anhidrita. La cohesión de vetillas “de baja resistencia”, en que los materiales de relleno pueden corresponder a carbonatos, molibdenita u otros minerales poco resistentes, sería unas 6 veces menor que la de vetillas con rellenos de calcopirita-anhidrita.
En base a todo lo anterior, la resistencia al corte de vetillas selladas en roca primaria puede evaluarse como: Para vetillas con trazas de 5 a 15 m (“escala labor”): τ max
=
σ n
90 + 30° + c σ n
tan 4° × lg
(4.1)
donde la cohesión, c, es igual a 9 MPa en el caso de vetillas con rellenos de alta resistencia (e.g. cuarzo), 3 MPa en el caso de rellenos de calcopirita-anhidrita, y 0.5 MPa en el caso de rellenos de baja resistencia (carbonatos, molibdenita, etc.). Para vetillas con trazas de 50 a 150 m (“gran escala”): τ
max
=
σ n
90 + 30° + c σ n
tan 2° × lg
(4.2)
donde la cohesión, c, es igual a 3 MPa en el caso de vetillas con rellenos de alta resistencia (e.g. cuarzo), 1 MPa en el caso de rellenos de calcopirita-anhidrita, y 0.16 MPa en el caso de rellenos de baja resistencia (carbonatos, molibdenita, etc.). Todo esto se resume en las envolventes de resistencia que se muestran en Figuras 20 y 21. 14
80 RELLENO: DE ALTA RESISTENCIA ( predomina el cuarzo ) DE RESISTENCIA MEDIA ( calcopirita - anhidrita )
70
DE BAJA RESISTENCIA ( carbonatos, molibdenita, etc.)
60
) a P 50 M (
e t r o C 40 e d o z r e u 30 f s E 20
10
VETILLAS A ESCALA LABOR (Trazas de 5 a 15 m) 0 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
E s ue rzo N orma l E e cti o (MPa)
Figura 20: Envolvente de resistencia de vetillas selladas en roca primaria a “escala labor”, o sea con trazas de 5 a 15 m. 80 FALLAS GEOLOGICAS: RESISTENCIA PEAK RESISTENCIA RESIDUAL
70
RELLENO DE VETILLAS: DE ALTA RESISTENCIA ( predomina el cuarzo ) DE RESISTENCIA MEDIA ( calcopirita - anhidrita )
60
DE BAJA RESISTENCIA ( carbonatos, molibdenita, etc.)
) a P 50 M (
e t r o C 40 e d o z r e u 30 f s E 20
10
FALLAS GEOLOGICAS Y VETILLAS A GRAN ESCALA (Trazas de 50 a 150 m)
0 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
E s ue rzo N orma l E e cti o (MPa)
Figura 21: Envolvente de resistencia de fallas geológicas y vetillas selladas en roca primaria a “gran escala”, o sea con trazas de 50 a 150 m.
15
RESISTENCIA EN TRACCIÓN En lo que se refiere a la resistencia en tracción de las fallas geológicas presentes en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente, puede suponerse que las mismas tienen una muy baja a nula resistencia en tracción. Respecto a la resistencia en tracción de las vetillas selladas que aparecen en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente, una evaluación del estado de la práctica (ver Karzulovic (2001)), permite recomendar lo siguiente:
Para vetillas con trazas de 5 a 15 m (“escala labor”):
•
Si el material de relleno es de alta resistencia (i.e. predomina el cuarzo), puede suponerse que la vetilla tendría una resistencia en tracción de unos 2 MPa.
•
Si el material de relleno es de resistencia media (i.e. calcopirita-anhidrita), puede suponerse que la vetilla tendría una resistencia en tracción de unos 0.3 MPa.
•
Si el material de relleno es de baja resistencia (e.g. carbonatos, molibdenita, etc.), debe su ponerse que la resistencia en tracción es nula.
Para vetillas con trazas de 50 a 150 m (“gran escala”):
•
Si el material de relleno es de alta resistencia (i.e. predomina el cuarzo), puede suponerse que la vetilla tendría una resistencia en tracción de unos 0.5 MPa.
•
Si el material de relleno es de resistencia media (i.e. calcopirita-anhidrita), puede suponerse que la vetilla tendría una resistencia en tracción de unos 0.05 MPa.
•
Si el material de relleno es de baja resistencia (e.g. carbonatos, molibdenita, etc.), debe su ponerse que la resistencia en tracción es nula.
Sin perjuicio de lo recién expuesto, debe señalarse que el despreciar la resistencia en tracción es conservador en el caso de los análisis de estabilidad.
RIGIDEZ NORMAL Y DE CORTE En lo que dice relación con la rigidez normal y de corte de las fallas geológicas presentes en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente, una revisión de los antecedentes disponibles en la literatura técnica respecto a las características de deformabilidad de este tipo de estructuras geológicas permite recomendar lo siguiente:
•
Suponer que la rigidez normal k n se encuentra en el rango de 0.2 a 5.0 GPa/m, con un valor “más plausible” en el rango de 0.5 a 2.0 GPa/m.
•
Suponer que la rigidez normal k s se encuentra en el rango de 0.02 a 1.0 GPa/m, con un valor “más plausible” en el rango de 0.05 a 0.5 GPa/m.
16
Para evaluar la rigidez normal y de corte de las vetillas selladas que aparecen en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente, después de una cuidadosa revisión del estado de la práctica (ver Karzulovic (2001)), se procedió de la siguiente forma: (a)
Considerando los valores típicos que tendría el índice JRC para trazas iguales o mayores que 10 m, se concluye que las cajas de estas vetillas serían más bien lisas y planas.
(b)
Conforme con (a) puede suponerse, como una primera aproximación, que el material de relleno sería el factor más importante en lo que dice relación con las características de deformabilidad de estas vetillas.
(c)
De acuerdo a (b) podría considerarse el uso de la razón entre el módulo de Young del relleno y el espesor del mismo para evaluar la rigidez normal de las vetillas selladas; sin embargo, las posibilidades de deformación en el plano de la vetilla son casi nulas, por lo que resulta más adecuado considerar el módulo de compresión confinada o módulo edométrico (e.g. ver Lambe & Whitman (1969)), con lo que resulta: k n
− υ fill t (1 + υ fill )(1 − 2υ fill ) E fill 1
=
(5) donde t es el espesor o potencia de la vetilla, Efill es el módulo de deformabilidad del material que rellena la vetilla, y νfill es la razón de Poisson de este material. (d)
Por otra parte, este mismo razonamiento permite suponer que la rigidez de corte estaría dada por: k s
=
k n
2 (1 + υ fill )
(6) (e)
Conforme con (c) y (d) se ha calculado la rigidez normal y de corte de las vetillas selladas del macizo rocoso primario de Mina El Teniente a “escala labor”, o sea con trazas en el rango de 5 a 15 m; considerando que los efectos de escala son despreciables en el caso de la razón de Poisson, y que en el caso del módulo de deformabilidad pueden estimarse en forma similar a lo propuesto por Hoek & Bray (1981) para la resistencia en compresión uniaxial de la roca intacta. Los resultados obtenidos se resumen en Figura 22 de página siguiente, la cual puede utilizarse para estimar la rigidez de estas vetillas.
(f)
En el caso de vetillas a “gran escala”, o sea con trazas en el rango de 50 a 150 m, una revisión del estado de la práctica permite sugerir evaluar la magnitud de la rigidez normal y de corte utilizando el ábaco de Figura 22, y multiplicar los valores resultantes por un coeficiente de corrección del orden de 0,1 a 0,2.
17
VETILLAS A ESCALA LABOR (con trazas de 5 a 15 m)
) m100 / a P G ( ) S
k ( e t r o C e d z 10 e d i g i R y ) n k ( l a m r o N 1 z e d i g i R
kn
ks
RESISTENCIA DEL RELLENO Alta (predomina el cuarzo) Media (calcopirita-anhidrita) Baja (carbonatos, molibdenita, etc.)
0.1 0.1
1
10
Potencia Media del Relleno (mm)
Figura 22: Ábaco para estimar la rigidez normal y de corte de las vetillas selladas del macizo rocoso primario de Mina El Teniente, a “escala labor” (o sea para vetillas con trazas de 5 a 15 m).
COMENTARIOS FINALES Todo lo antes expuesto sobre las propiedades geomecánicas de las estructuras presentes en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente tiene un impacto sobre la resistencia de este macizo, ya que como se ilustra en Figura 23, el macizo rocoso primario debe considerarse como un con junto de bloques de roca cuya geometría queda definida por el patrón estructural y cuyas propiedades depende de la geometría de este arreglo, de las propiedades de las estructuras que definen los contactos entre bloques y, también, de las propiedades de estos bloque “unitarios” de roca. 18
Lo anterior se demuestra al considerar el caso de un pilar “genérico” sometido a un esfuerzo axial uniforme de 60 MPa, que en un caso solo presenta vetillas de cuarzo y en otro presenta vetillas de cuarzo, vetillas de calcopirita-anhidrita y vetillas de rellenos blandos. En Figuras 24 a 27 se muestra la condición final de las caras de este pilar, donde se han removido todos los bloques de roca que presentaban desplazamientos horizontales de más de 5 cm. Resulta evidente el efecto de las propiedades mecánicas de las estructuras en el comportamiento del pilar, y este sencillo ejemplo ilustra la importancia práctica de lograr una buena evaluación de estas pro piedades. Evidentemente al considerar volúmenes de mayor escala deberá considerarse una “resistencia direccional equivalente” que incluya el efecto de las estructuras que, a la escala considerada, resultan “menores”. Si bien en los últimos años este tipo de procedimiento se ha aplicado al análisis de taludes rocosos (e.g. Karzulovic et al. (1998)), el mismo no ha sido desarrollado para el caso de vetillas selladas en un macizo rocoso primario y en condición de altos esfuerzos de confinamiento.
Figura 23: Andesita primaria en la Frente Fw del Cruzado Cabecera Norte del Sector Esmeralda, que muestra un enrejado de vetillas selladas (ancho foto ≈ 1,5 m).
Conforme con lo anterior, puede señalarse que resulta necesario mejorar la actual forma de evaluación de las propiedades del macizo rocoso primario, lo que únicamente puede lograrse mediante un trabajo detallado a ser desarrollado por ingenieros y geólogos con un buen entendimiento de la mecánica del problema. Desgraciadamente no siempre se entiende que el proceso de generar ideas nuevas, que podríamos denominar “ingeniería creativa” requiere mucho más tiempo, a veces difícil de definir a priori o antes del inicio del trabajo, que el tiempo asociado a los trabajos usuales de ingeniería, muchas veces limitados a aplicar en forma directa métodos de análisis ya establecidos.
AGRADECIMIENTOS Los autores agradecen la autorización de División El Teniente de CODELCO para publicar este trabajo, gran parte del cual ha sido financiado por los API´s T00M201 y T00M202, correspondientes a la Fase 2 de la Ingeniería Básica de los Proyectos de Explotación Pipa Norte y Diablo Regimiento, respectivamente.
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JOB TITLE : Caso 2: R Set 1 = R Set 2 = R Set 3
UDEC (Version 3.10) 8.500
LEGEND 30-Jul-01 13:02 cycle 75964 X displacement contours contour interval= 2.000E-03 -1.200E-02 to 4.000E-03
7.500
-1.200E-02
6.500
-1.000E-02 -8.000E-03 -6.000E-03 -4.000E-03 -2.000E-03 5.500
0.000E+00 2.000E-03 4.000E-03
block plot 4.500
3.500
A. Karzulovic & Asoc. Ltda. Santiago, CHILE 0.950
1.050
1.150
1.250
1.350
1.450
1.550
1.650
(*10^1)
Figura 24: Detalle que muestra la distribución de desplazamientos horizontales en la caja izquierda de un pilar “genérico” sometido a un esfuerzo axial de 60 MPa, en su condición final. En este caso todas las estructuras corresponden a vetillas selladas con rellenos de cuarzo (nótese que no hay sobre-excavación lateral). JOB TITLE : Caso 2: R Set 1 = R Set 2 = R Set 3
UDEC (Version 3.10) 8.500
LEGEND 30-Jul-01 13:04 cycle 75964 X displacement contours contour interval= 2.000E-03 0.000E+00 to 1.600E-02
7.500
0.000E+00
6.500
2.000E-03 4.000E-03 6.000E-03 8.000E-03 1.000E-02 5.500
1.200E-02 1.400E-02 1.600E-02
block plot 4.500
3.500
A. Karzulovic & Asoc. Ltda. Santiago, CHILE 3.350
3.450
3.550
3.650
3.750
3.850
3.950
4.050
(*10^1)
Figura 25: Detalle que muestra la distribución de desplazamientos horizontales en la caja derecha de un pilar “genérico” sometido a un esfuerzo axial de 60 MPa, en su condición final. En este caso todas las estructuras corresponden a vetillas selladas con rellenos de cuarzo (nótese que no hay sobre-excavación lateral).
20
JOB TITLE : Caso 2: R Set 1 < R Set 2 < R Set 3
UDEC (Version 3.10) 8.500
LEGEND 30-Jul-01 14:00 cycle 150138 X displacement contours contour interval= 5.000E-03 -2.500E-02 to 0.000E+00
7.500
-2.500E-02
6.500
-2.000E-02 -1.500E-02 -1.000E-02 -5.000E-03 0.000E+00 5.500
block plot
4.500
3.500
A. Karzulovic & Asoc. Ltda. Santiago, CHILE 0.950
1.050
1.150
1.250
1.350
1.450
1.550
1.650
(*10^1)
Figura 26: Detalle que muestra la distribución de desplazamientos horizontales en la caja izquierda de un pilar “genérico” sometido a un esfuerzo axial de 60 MPa, en su condición final. En este caso las estructuras corresponden a vetillas selladas con rellenos de cuarzo, con rellenos de calcopirita-anhidrita y con rellenos blandos (nótese que si hay sobre-excavación lateral). JOB TITLE : Caso 2: R Set 1 < R Set 2 < R Set 3
UDEC (Version 3.10) 8.500
LEGEND 30-Jul-01 14:01 cycle 150138 X displacement contours contour interval= 4.000E-03 -4.000E-03 to 1.600E-02
7.500
-4.000E-03
6.500
0.000E+00 4.000E-03 8.000E-03 1.200E-02 1.600E-02 5.500
block plot
4.500
3.500
A. Karzulovic & Asoc. Ltda. Santiago, CHILE 3.350
3.450
3.550
3.650
3.750
3.850
3.950
4.050
(*10^1)
Figura 27: Detalle que muestra la distribución de desplazamientos horizontales en la caja derecha de un pilar “genérico” sometido a un esfuerzo axial de 60 MPa, en su condición final. En este caso las estructuras corresponden a vetillas selladas con rellenos de cuarzo, con rellenos de calcopirita-anhidrita y con rellenos blandos (nótese que si hay sobre-excavación lateral).
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REFERENCIAS [1]
Barton, N. (1987): Discontinuities, Chapter 5, GROUND ENGINEER’S REFERENCE BOOK , de F. G. Bell (editor), Butterworths, London.
[2]
Barton, N. (1995): The influence of joint properties in modeling jointed rock masses , Proc. 8th ISRM Congress, Tokyo, Japan, Vol. 3, A. A. Balkema.
[3]
Brzovic, A.; Duarte, P.; Pereira, J. & Russo, A. (2001): Geología y Geotecnia Pilar Esmeralda Sub-6, Proyecto Reservas Norte, Informe GL-074/01, Suptcia. Geología, División El Teniente de CODELCO.
[4]
Hoek, E. & Bray, E. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, 3rd ed., IMM, London.
[5]
Karzulovic, A.; Sepúlveda, R.; Durán, M.; Sanhueza, P. & Albornoz, G. (1998): Estudio Geotécnico Pared Oeste Rajo Ujina, A. Karzulovic & Asoc. Ltda., informe técnico para Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.
[6]
Karzulovic, A. (2001): Propiedades Geomecánicas de Estructuras en Roca Primaria , A. Karzulovic & Asoc. Ltda., informe técnico para División El Teniente de CODELCO.
[7]
Lambe, T. & Whitman, R. (1969): MECANICA DE SUELOS, Limusa-Wiley.
[8]
Pusch, R. (1994): WASTE DISPOSAL IN ROCK , A. A. Balkema, Rotterdam.
[9]
Pusch, R. (1947): ROCK MECHANICS ON A GEOLOGICAL BASE , A. A. Balkema, Rotterdam.
[10]
Suptcia. Geología (1998): Estándares y Metodologías de Trabajo para la Geología de Mina, Informe GL067/98, Suptcia. Geología, División El Teniente de CODELCO.
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