Geomecanica Aplicada A La Seguridad Minera Tajo Abierto
Geomecanica Aplicada A La Seguridad Minera Tajo Abierto
Geomecanica Aplicada A La Seguridad Minera Tajo Abierto
A SEGURIDAD MINERA
TAJO ABIERTO
III SEMINARIO INTERNACIONAL DE GEOMECANICA APLICADA A
SEGURIDAD MINERA
24 y 25 de Octubre, Lima - PERU
ESTEBAN HORMAZABAL
Jefe del Area Mecánica de Rocas
·Menores leyes.
·Aumento de tamaño de los equipos de
perforación, carguío y transporte
·Profundización de los rajos
·Transición y cambio a minería subterránea
POTENCIALES IMPACTOS DE LA
OPTIMIZACION DE TALUDES
/ —\ Steepened Slope
\ ‘...._.,
\
\_
Current Slope
Reduced
Stripping
Original
Pushback
Increased
Ore Recovery
\
\
/
Orebody
=v*-- ark consulting READ & STACEY (2009): "GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN".
Todo lo anterior ha generado la necesidad de realizar una
minería:
·Segura
·Eficiente
·Productiv
a
DOS
FRACTURAS
MUCHAS
FRACTURAS
MACIZO
ROCOSO
AUMENTA
EL EFECTO
DE ESCALA
MACIZO ROCOSO
A ESCALA “ 1”
( 10 m3< Vol < 101m3)
0
MACIZO ROCOSO
A ESCALA “ 2”
( 101 m3 < Vol < 102 m3 )
VOLUMEN ENSAYADO
KARZULOVIC (2001): 5° SEMINARIO TRONADURAY GEOMECÁNICA - HACIA LA
OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO. ANTOFAGASTA. CHILE.
PROPIEDADES DE LA ROCA INTACTA:
Porosidad, n (%)
Propiedades Peso Unitario, γ (ton/m3) o (kN/m3)
Indice Relaciones de Fase
Degradabilidad
READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.
RESISTENCIA
τ τ
CONDICION PEAK
Curva carga-deformación
para un valor dado del es-
fuerzo normal efectivo.
CONDICION RESIDUAL
φ peak
cpeak
φ res
cres
σn
KARZULOVIC (2001): 5° SEMINARIO TRONADURAY GEOMECÁNICA - HACIA LA
OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO. ANTOFAGASTA. CHILE.
EFECTO DE ESCALA EN LA RESISTENCIA AL CORTE DE LAS
ESTRUCTURAS.
FALLA GEOLOGICA,
ESTRUCTURA MAYOR QUE DEFINE
MINA SUBTERANEA,
UN PLANO DE DES-LIZAMIENTO,
CHILE ESTRUCTURAS DELIMITAN MOLDE
MINA A RAJO ABIERTO,IIREGION,
103 m < P < 104 m CHILE
DEJADO POR LA CAIDA DE UN
101 m < P < 102 m
BLOQUE, MINA SUBTERRANEA,
CANADA
100 m < P < 101 m
13 N 9
Dominio 1
skA
Diaclasas (n=1067)
5PIB \
sske
555
5%B555 E
± E
0,/,,
''--
s'isla E a .',---
i
552B SP4f3
/
+ 9'113
s
S 5 S
« N N N
553B
Fallas (n=1876)
w 555 ± E / i• I V^
SFIB W
. E W E IN E
SSS /
,\
SPED
5S1B
'
s—
S 5 5
B20
F02
A
H15
B
J02 J03
L01 L02L03
K03
C K19
L2 L22
D
M04 M10
O05 O11
S15
F T15
G
W17
HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE
DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
EL PROBLEMA ES DEFINIR UNA CALIFICACION DE LA
COMPETENCIA DEL MACIZO ROCOSO QUE PERMITA EL
ESCALAMIENTO:
RQD
FF
RMR (Bieniawski)
Factor de Escala
RMR (Laubscher)
Q
GSI
Modo de Cálculo del RQD
(Deere (1989))
SISTEMA DE CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO, RMR BIENIAWSKI (1989)
Puntaje 30 25 20 10 0
Agua subterránea Puntaje Ninguno < 10 10 - 25 25 - 125 > 125
Condiciones generales 15 10 7 4 0
CRITERIO HOEK - BROWN
Intact Rock
Specimens
Many Joints
USE EQ. 1
WITH CAUTION
a
ci m b '
σ=
''
1
σ + σ
3
σσ 3
+
I s
ci
''
σ1 , σ 3are the maximum and minimum efective stresses at
failure
a b, are
s constants which depend upon the rock mass cha-
racteristics
Lab Dala
Curve-Fitting Method: Levenberg-Marquardt mi: 117.313 sigci: 55.581 MPa
Apply OK Cancel
0 10
Minor principal stress (MPa)
GEOLOGICAL STRENGTH INDEX FOR BLOCKY
GEOLOGICAL
JOINTED ROCKS
Slickensided, highly weathered surfaces with compact coatings or tilinga or angular fragments
From a description of the structure and
surface conditions of the rock mass,
pick an appropriate box in this chart.
(GSI)
36 to 42 is more realistic than stating
that GSI = 38. It is aleo important to
recognize that the Hoek-Brown
criterion should only be applied to co
rock masses where the size of g
individual blocks or pieces is srnall E
compared with the size of the E
excavation under consideration.g
VERY GOOD
POOR
z GOOD
r> FAIR
iz•
5
srk consulting
111:4.951GAL '5•TRERIUTH INI;FEK FIJI1
JOINTED BLOCK,'" RACK IVIALBES li,
From 11-e• l'hola% a Kr' ure end ebse•ord clsce~ .=
Lu-I oca eandkkins aslynam tpo average. GE.1
balad En II-d olosenpliem in t.:1 row and mlumn I. 6
Mann :1s Alarnowoly ken lelpill Raga yaLlx and
Jeml Condilcr N 11 g I=>
'2
1
4~ frICOn 1~101.113. ..9899 ‘11"1"
4361 • 1.1ardwt RGLI2 Wad on als e e 1 .1
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For rtacl [N' massim rock urrlh -MI 75, cn
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1
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GUIA PARA EL
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CALCULO DEL
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PARAMETRO "D"
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UNIDAD
ALTERACION GEOTECNICA
BASICA
ZONA MINERAL
HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE
DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
BLOCKY ROCK MASS + FAIR TO GOOD JOINT CONDITION
BLOCKY ROCK MASS + FOOR JOINT CONDITION
VERY BLOCKY ROCK MASS + GOOD JOINT CONDITION
VERY BLOCKY ROCK MASS + FAIR TO POOR JOINT CONDITION
BLOCKY AND SEAMY ROCK MASS + FAIR TO GOOD JOINT CONDITION
BLOCKY AND SEAMY ROCK MASS + POOR TO VERY POOR JOINT CONDITION
CRUSHED ROCKS MASS + FAIR JOINT CONDITION
CRUSHED ROCKS MASS + POOR TO VERY POOR JOINT CONDITION
ZONIFICACIÓN GEOTECNICA
DE MINA CHUQUICAMATA EN
TERMINOS DEL INDICE GSI
FLORES, G., & KARZULOVIC A. (2001): “ THE ROLE OF THE GEOTECHNICAL GROUP IN A OPEN PIT:
CHUQUICAMATA MINE, CHILE”. W. A. Hustrulid, M. K. McCarter, and D. J. A. Van Zyl, Eds.
Littleton, Colorado: SME.
HIDROGEOLOGIA APLICADA
TOBA BLANCA
TOBA TRAQUITICA
HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE
DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
Efecto adverso de la presión de agua en una superficie de falla
σn
σn
Total
SHE
AR
STR
ENG
TH Effective
SHARP et al (1972)
DISEÑO DE TALUDES
HG
BR
αR
hB
α B
HR
αG
CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD
DESDE EL PUNTO DE VISTA DEL NEGOCIO MINERO, RESULTA NECESARIO DEFINIR CRITERIOS
DE ACEPTABILIDAD PARA EL DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TALUDES DE UNA MINA A RAJO
ABIERTO. EN OTRAS PALABRAS, ES PRECISO ESPECIFICAR QUE RESULTA ACEPTABLE EN LO QUE
SE REFIERE A LA EVENTUAL OCURRENCIA DE INESTABILIDADES Y, POR OTRA PARTE, QUE ES
INACEPTABLE. COMÚNMENTE, ESTOS CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD SE DEFINEN EN TÉRMINOS
DE VALORES MÁXIMOS PERMISIBLES PARA UNO O MÁS DE LOS SIGUIENTES PARÁMETROS:
' a
ci mb
' '
σ 1 3= σ + σ
σσ 3
+ σ1MAX
s
ci
σ
Capacity 1máx
FS = = σ1
Demand σ
1
σ3
PROBABILIDAD DE FALLA
Limite
FRE
CU FS = 1.35
EN Incerteza Baja
CIA
FS = 1.50
Incerteza Alta
Pf corresponde
al área relativa bajo la
curva a la izquierda
de la línea FS = 1.0
PfA
PfB
1.00
FSA FSB FS
FS < 1.0 FS > 1.0
Talud Inestable
Talud Inesta TaludEstable
Talud Esta
CONSIDERACIONES PARA LA DEFINICION DE
LOS CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD
READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.
PARAMETROS QUE DEFINIEN LA GEOMETRIA DEL
SISTEMA BANCO - BERMA
qb
EL DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TALUDES DE UNA MINA A RAJO
ABIERTO REQUIERE DEFINIR LA GEOMETRÍA DEL SISTEMA
BANCO BERMA, EL CUAL PUEDE CONSIDERARSE COMO LA
“UNIDAD BÁSICA” DE LA GEOMETRÍA DEL TALUD, YA QUE DEFINE
LA MAGNITUD DEL ÁNGULO INTERRAMPA QUE SE UTILIZA EN
PLANIFICACIÓN MINERA.
h
UNA VEZ QUE ÉSTOS PARÁMETROS HAN SIDO DEFINIDOS, EL b
ÁNGULO INTERRAMPA, αR, QUEDA DADO POR:
α
R
α
b
hb
αR = tan-1 hb
Q =
hb tan (αb)
b+
tan (αb)
TIPO DE INESTABILIDAD PROYECCIÓN ESTEREOGRÁFICA CONDICIONES DE OCURRENCIA
fit .
·Las estructuras que defnen las caras activas de la cuña
,, deben definir una línea de intersección que se indine en la
dirección del talud.
opert of oZopo .41 ,,,,,,_,._
`reasaireZe ropr000nting rlir ·La hdinacián de esta línea de intersección debe ser
.1.P. fl... 1..,„,..11,,e.... menor que la del talud.
. oran of elote
·La estructura que defne el vdcamiento debe tener
.fi un rumbo subparalelo al del talud (Le. el ángulo
tremor rterle mermerenting
olopo PIO* entre ambos debe ser igual o menor que 309.
., ,,....-. ·La estructura que define el volcamiento debe mantear
" en la dirección opuesta al talud (Le. hacia "cerro adentro").
·fi,f,' 's
croar .halo roprosontíng ·Si la resistencia al corte de la estructura es puramente
\
plane oomoopondino to of
palo oononarnotion.
CIIPI \ friceionante entonces el ángulo de fricción debe ser menor
'‘ que el ángulo que forma la normal a las estructuras con la
i cara del talud.
.Además, la experiencia práctica indica que para que este
/
1 vdcamiento se traduzca en problemas de estabilidad, debe
existir un sistema subborizontal adicional manteando hacia
el talud y con indinaciones de 20° a 40°, de modo que pueda
definir la "base" o "piso" de los bloques que pudieran
volcar_
Gmeat mtPote reprsesen
..P.. f... ·Falla circular en suelos o rocas muy fracturada
N
0
Y ark consulting
DESLIZAMIENTOS PLANOS
DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS
ANALISIS CONFIGURACION BANCO BERMA
Joint2
Joint 3
Block 2
Block 3 Block 1
Block 4
JP002
JP022 JP002 JP210
Joint 1
Joint 1
HORMAZABAL, E., (2013): “BENCH BERM DESIGN USING PROBABILISTIC KEYBLOCK ANALYSIS”. SLOPE
STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
ANALISIS CONFIGURACION BANCO BERMA
Modify Piot
Legend
Failure Probabilities Maximum Probability: 52.8%
I100.0%
80.0% 60.0% Maximum Contour 1100.0
4ao% 20.0%
S how Average 1,7
Failure Volume
Redraw
100
SO
e 80
c 70
e
n 60
50
G
40
e 30
a
20
e
10
46
Bench dth (m
HORMAZABAL, E., (2013): "BENCH BERM DESIGN USING PROBABILISTIC KEYBLOCK ANALYSIS".
ark consulting SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
ANALISIS CONFIGURACION BANCO BERMA
HORMAZABAL, E., (2013): “BENCH BERM DESIGN USING PROBABILISTIC KEYBLOCK ANALYSIS”. SLOPE
STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
VOLCAMIENTOS (TOPPLING)
a) Flexión b) Bloques
c) Mixto
VOLCAMIENTOS (TOPPLING)
DESLIZAMIENTOS CIRCULARES
CAIDA DE BLOQUES
CAIDA DE BLOQUES
SIMULACIONES = 500
VEL. HORIZONTAL INICIAL = 1.5 (m/s)
PRETIL = NO
NRO. BLOQUES PASAN = 7
AFLORAMIENTO
RELLENO (PISO)
ROCSCIENCE (2002): ROCFALL V.4.0. RISK ANALYSIS OF FAILINGS ROCKS ON STEEPS SLOPES.
CANADA.
CAIDA DE BLOQUES
for 600
Distance (m)
Failed Rock
E 60
o_ 40
20
Eench No.
ark consulting
CAIDA DE BLOQUES
fo
sl°Pe tos angles 1,2 40'
:loes area regllire addilional analysis
siope angles r
250 lar tos 1,5
30.
70'
50— miy dalo
w
35 -10 45' 50 55 60" 65' 70° 75) ""s",
Haines & Terbrugge chart for determining siope angle and siope height
I I
READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.
“Equivalent” Discontinuity (Failure “Plane”)
“Equivalent” Discontinuity (Failure “Plane”)
Failure Surface
Failure Surface
READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.
Falla controlada por
la Estructura Mayor
READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.
ANALISIS A NIVEL GLOBAL
HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE
DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
METODOS NUMERICOS 2D
DSE 42
Cross section through the DSE42 with the observed Failure Mechanism (2010).
HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE
DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
METODOS NUMERICOS 2D
25
PRISM 21
PRISM 37A
PRISM 58
20
PRISM 60
PRISM 61
DISPL
ACE
MENT1 5
S (m)
10 LEVEL 3655
Total
Displacement
5 mDi
l
0.00
01/07/10
2.00
01/09/10 01/07/11
0 01/11/10 01/01/11 01/03/11 01/09/11 4.00
2 6 2 014 2 2 2 0 1 8 1 6 1 4 1 2 1 0 8 6 4 2 0 TIME 6.00
/0 (MONTHS)
3/ 8.00
10
01/07/09 01/09/09 01/11/09 01/01/10 10.00
0
12.00
01/05/11
14.00
DAT E
16.00
18.00
01 20.00
/0
5/ 22.00
10 24.00
HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE
DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
METODOS NUMERICOS 2D
A' A 0 0
3880
3865
3850
3835
Q da . 3820
Antigua 3805
TR 3790
3775
ZONA INESTABLE D-42 (DH: 341m.) 3760
3745
SE-5 TSA 3730
3715
Corona de Zona Inestable D-42 SE-44 CR 3700
3685
f
3670
Topografía Inicial Marzo-2010 3655
f
3 6 4 0
Fallas Planares (Deslizantes) 3 6 2 5
3 6 1 0
3595 RP ARG 3 5 9 5
Desplazamiento Vt : 19m. SE-61 3 5 8 0
3595 3 5 6 5
SE-60 3550
ZONA INESTABLE D-42 (DV: 255m.) Desplazamiento Hz : 21m. SE-58 Material AIR=37°
3 5 3 5
Topografía Actual Julio-2011 SE- 21 I nest able RP PROP 3 5 2 0
3 5 0 5
Zona vulnerable de Caída de Rocas f SE-37A 3 4 9 0
3 4 7 5
Zona deAIR=31°
Empotramiento
BA (Trabazón)
3 4 6 0
Zona 3 4 4 5
Deformada Falla Inversa (Toppling) 3 4 3 0
por Presión 3 4 1 5
Piezómetro H-45
SE-72 BA 3 4 0 0
Plataforma de Contención de Pala 04 3 3 8 5
30 m. de ancho en el Nv. 3340 LP 3 3 7 0
Bx's 3 3 5 5
3 3 4 0
3 3 2 5
3 3 1 0
3 2 9 5
3 2 8 0
BA 3 2 6 5
Fase 5 3 2 5 0
3 2 3 5
3 2 2 0
HORMAZABAL , E., V ERAMENDI , R., B ARRIOS , J., Z UÑIGA , G. & G ONZALEZ , F. (2013): “SLOPE
DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
METODOS NUMERICOS 2D
UG13
TOPOGRAPHY UG3a
2010 UG4
LEVEL 3490
UG2a
UG6
UG5
UG7
UG2b
Finite Element analysis of DSE42 failure indicating a FS = 1.02 with shear strength
reduction approach and the deformed mesh.
HORMAZABAL, VERAMENDI, BARRIOS, ZUÑIGA & GONZALEZ (2013): “SLOPE DESIGN AT CUAJONE PIT,
PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
METODOS NUMERICOS 3D
MANEJO DE RIESGOS
GEOTECNICOS
ASUNTO DE RIESGO:
Plan de Producción
(FUENTE DE RIESGO)
CAUSAS IMPACTOS
F. POSIBILIDAD MFL 8
8
F. SEVERIDAD FATALIDADES 9
9
RRR US$M 10
10
DUEÑO DE LA
TAREAS PARA MEJORAMIENTO DE CONTROLES FECHA VENC. DUEÑO DE LA TAREA TAREAS PARA MEJORAMIENTO DE CONTROLES FECHA VENC.
TAREA
1 1 Sistematización de la inspección, control y monitoreo de grietas y deformaciones (instrumentación
Enfatizar en informes o reportes los potenciales riesgos y su impacto. Geotecnia Geotecnia
geotécnica)
2 2
Mejorar registro y control de observaciones y/o recomendaciones realizadas en terreno (formulario de inspección) Geotecnia Sistematizar Análisis Rock Fall Geotecnia
3 Revisión y actualización permanente de procedimientos y protocolos de trabajo Geotecnia 3 Implementar ficha geotécnica para análisis retrospectivo Geotecnia
4 Mejorar identificación y evaluación de daño inducido por tronadura (factor de carga, medición de vibraciones 4
inducidas) Geotecnia Considerar elementos de contención y soporte (mallas, barreras, pernos,etc) Geotecnia
7 Sistematizar A.Cinemático, A. de Estabilidad, Diseño Banco Berma y Back Analisis. Geotecnia 7 Mejorar control y cumplimiento de línea de programa Geotecnia
8 Definir plan o programa de monitoreo hidrogeologico - geotecnico Hidrogeología 8 Actualización permanente de Plano de Siniestralidad Geotecnia
ZONAS INESTABLES
II II II 11 DESLIZAMIENTOS PLANARES Al
I4
DESLIZAMIENTOS TIPO CUNA nr • 41
--.1111
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4 _ A
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419 • .:17~141
511.. •
14:....•&4+2 5.
41 nrida•
FIRMAN, WIRATNO, BARHRI & TIMBUL (2013): "A WEB-BASED GIS DECISION SUPPORT SYSTEM FOR SLOPE STABILITY MONITORING DATA
INTERPRETATIONS AND VISUALISATION MANAGEMENT". SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
s rk consuiting
7_—c ndfiwi
Slope Risk Manitoring blethod Monlanng Frequency Access Requi red
frequer
Berm inspections (crack inspectiens) Increasing moni:oring Access to berma
koscienne Nonitoring cy
Units o SuaidaT. e4 Wat Low Risk Manually read crack monrtors or surface
0.91.9 Syslern lia.~1. • 01+0,1121 1:1.1.11d »U/AA: , i CLAK extensometers (some can be liermed ir Access to berma
. • — T . • 1 1 d 1 I L I - i appropriate telemetry& a.
alertsystems are in place Access te berms
User Scanners (installimai aten ante]
Mai
So1.1.11».4:45) Indinometers Access to berms (readinosh
ACCe5.s te berma
miRMNP
-
(readm gs )(Velem etry
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Access to herrn%
A Ir.0_,..3e1SIo Automated 5w-rece extenso ni eters ( read in cis Wrelem atry
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glitr149111.111,
11111~1111=71
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1,..11,11*•••fflOr4 Fui V-4315111Funiarbs Fine'
4.31
L
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DE GRAAF & WESSELS (2013): "SLOPE MONITORING AND DATA VISUALISATION STATE—OF—THE—ART — ADVANCING TO RIO TINTO IRON
ORES MINE OF THE FUTURE". SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
s rk consuiting
TABLA 28.1. NIVELES DE DAÑOS PRODUCIDOS POR VOLADURAS EN TALUDES ROCOSOS (Ashby, 1980)
> 55°
Frente irregular, algunos des-
4 Excavación factible.
Frente fracturado, juntas contramientos y grietas de
SEVEROS < 3 m.
abiertas. Algunos bloques sobreexcavación.
movilizados.
37° :-_,- 55'
Frente muy irregular, fuertes
5 Excavación bastante fácil.
Bloques movilizados y agrie- descostramientos desde el
EXTREMOS > 3 m.
tados. La voladura produce frente. Gran sobreexcavación.
material fino.
srk consulting
Table 11.10: Blast evaluation components
Component
(weighting) Assigned values Comments
READ & STACEY (2009): "GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN".
ark consulting
Slight blast damage
No visible blast damage
READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.
Moderate blast damage Severe blast damage
READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.
DE GRAAF & ETCHELLS (2013): “BLAST INDUCED
DAMAGE MECHANISM ON FINAL WALLS AND
BLASTING METHODS TO MINIMISE DAMAGE”. SLOPE
STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.
View of the slope of a mine in northern Chile, where pre-splitting has been successfully
used to achieve better bench face conditions and reduce the rockfall risk.
KARZULOVIC A.& SEPULVEDA, R. (2007): “OPEN PIT PROBLEMS IN ENGINEERING PRACTICE”. SLOPE
STABILITY 2007, PERTH, AUSTRALIA.
Double benches achieved using controlled blasting in Phase 2H at Carmen de Andcollo current pit.
HORMAZABAL, E., TAPIA, M., FUENZALIDA, R. & ZUÑIGA, G. (2011): “SLOPE OPTIMIZATION FOR THE
HYPOGENE PROJECT AT CARMEN DE ANDACOLLO PIT, CHILE”. SLOPE STABILITY 2011, VANCOUVER,
CANADA.
View of the current North wall of Pancho pit. Detail of the well groomed double benches
achieved using controlled blasting (6×6×10 m, Ø 9 7/8“and pre-shearing Ø 5 1/2“)
HORMAZABAL, E., ALMARZA, C., & PIZARRO E. (2011): “SLOPE DESIGN FOR MARICUNGA MINE IN
CHILE”. SLOPE STABILITY 2011, VANCOUVER, CANADA.
Regular and well-groomed bench faces resulting from good perimeter
blasting usingpre-splitting at Zaldivar mine, northern Chile.
HOEK, E., READ, J., KARZULOVIC, A., & CHEN, Z (2000): “ROCK SLOPES IN CIVIL AND MINING
ENGINEERING”. W. A. Hustrulid, M. K. McCarter, and D. J. A. Van Zyl, Eds. Littleton, Colorado:
SME.
Irregular and damaged bench faces resultingfrom poor blasting in open pit mining.
HOEK, E., READ, J., KARZULOVIC, A., & CHEN, Z (2000): “ROCK SLOPES IN CIVIL AND MINING
ENGINEERING”. W. A. Hustrulid, M. K. McCarter, and D. J. A. Van Zyl, Eds. Littleton, Colorado:
SME.
The advantages ofgood quality blasting have been lost due to the damage caused by the shovel.
KARZULOVIC, A. (2003): “THE IMPORTANCE OF ROCK SLOPE ENGINEERING IN OPEN PIT MINING
BUSINESS OPTIMIZATION”. In Lacerda,Ehrlich, Fontoura & Sayao (eds.) Landslides: Evaluation
and Stabilization. pp. 443-456. London: Taylor & Francis.
CONSIDERACIONES
OPERACIONALES
KARZULOVIC, A. (2003): “THE IMPORTANCE OF ROCK SLOPE ENGINEERING IN OPEN PIT MINING
BUSINESS OPTIMIZATION”. In Lacerda,Ehrlich, Fontoura & Sayao (eds.) Landslides: Evaluation
and Stabilization. pp. 443-456. London: Taylor & Francis.
FAILED SLOPE
RETAINING DIKES
KARZULOVIC A.& SEPULVEDA, R. (2007): “OPEN PIT PROBLEMS IN ENGINEERING PRACTICE”. SLOPE
STABILITY 2007, PERTH, AUSTRALIA.
Buttress of dumped rock used to stabilize a potentially unstable slope in an open
pit mine in northern Chile. Failed benches can be seen in the upper part of the
slope, and in the middle of the slope the crest of the buttress can be seem.
KARZULOVIC A.& SEPULVEDA, R. (2007): “OPEN PIT PROBLEMS IN ENGINEERING PRACTICE”. SLOPE
STABILITY 2007, PERTH, AUSTRALIA.
Front view of the slide of February 21st, 2002, at the West wall of
Chuquicamata.
CALDERÓN, A., CATALÁN, A. & KARZULOVIC, A. (2003): “MANAGEMENT OFA 15X106 TONS SLOPE FAILURE
AT CHUQUICAMATA MINE, CHILE”. PROCEEDING OF THE 41TH U.S. ROCK MECHANICS SYMPOSIUM. PAPER
NO. 06-1145. D.P YALE ETAL. (ED.). ARMA.
=kyto-- srk consulting
HUTCHISON, MACQUEEN, DOLTING & MORRISON
(2013): “DRAPE MESH PROTECTION AT THE SAVAGE
RIVER MINE, TASMANIA”. SLOPE STABILITY 2013,
BRISBANE, AUSTRALIA.
AUSCULTACION
GEOTECNICA
Y ark consulting
Structure maps
Structure sets