Anexo B - Ministerio de Energía y Minas

REPÚBLICA DEL PERÚ
MINISTERIO DE ENERGÍA Y MINAS
GUÍA PARA EL DISEÑO DE TAPONES PARA
EL CIERRE DE LABORES MINERAS
SUB - SECTOR MINERÍA
DIRECCIÓN GENERAL DE
ASUNTOS AMBIENTALES MINEROS
LIMA - PERÚ
Preparado por
Trevor Carter, Ph.D., P.Eng.
Luiz Castro, Ph.D., P.Eng.
por encargo del
Todos los derechos reservados. Esta guía no puede ser total o parcialmente
reproducida, memorizada en sistemas de archivo o transmitida en cualquier
forma o medio electrónico, mecánico, fotocopia o cualquier otro sin la
autorización previa del Ministerio de Energía y Minas del Perú.
Primera Edición: Setiembre de 2007
Índice
ÍNDICE
Sección
Página
Índice ............................................................................................................................ iii
Presentación ................................................................................................................. v
1.
Introducción......................................................................................................... 1
1.1
2.
Estructura del Documento ....................................................................... 2
Guía para el Proponente ..................................................................................... 3
2.1
Objetivo...................................................................................................... 3
2.2
Definiciones............................................................................................... 3
2.3
Requerimientos de Estudios.................................................................... 5
2.4
Recopilación de Información ................................................................... 7
2.4.1
2.4.2
2.4.3
2.4.4
2.4.5
2.4.6
2.5
Propiedades del Suelo y de la Roca Intacta .............................................. 9
Clasificación del Macizo rocoso ............................................................... 10
Resistencia al Corte del Macizo rocoso ................................................... 11
Calidad del Agua ...................................................................................... 12
Consideraciones sobre el Gradiente Hidráulico....................................... 12
Peligro Sísmico......................................................................................... 12
Evaluación de la Estabilidad .................................................................. 13
2.5.1
2.5.2
2.5.3
2.5.4
2.5.5
2.5.6
Falla por Corte.......................................................................................... 14
Falla por Flexión de Viga Gruesa............................................................. 15
Falla debido a Filtración Excesiva (bajo gradientes hidráulicos
adversamente altos) ................................................................................. 15
Mecanismos de Levante Hidráulico y Fractura Hidráulica ....................... 15
Mecanismos Físico-Químicos de Largo Plazo......................................... 16
Cargas Dinámicas .................................................................................... 16
2.6
Factores de Seguridad ........................................................................... 17
2.7
Planos y Especificaciones Técnicas de Construcción........................ 18
2.7.1
2.7.2
Control de Calidad de la Construcción..................................................... 18
Inyecciones............................................................................................... 19
2.8
Algunas Consideraciones para el Diseño del Concreto contra el
Ataque Químico....................................................................................... 19
2.9
Monitoreo ................................................................................................. 22
2.10 Ejemplos del Diseño de Tapones .......................................................... 23
3.
Guía para el Evaluador ..................................................................................... 25
3.1
Evaluación de la Estabilidad .................................................................. 26
3.2
Enfoque del Diseño para Losas Enclavadas en la Roca
(“Indentado”) ........................................................................................... 27
3.3
Diseño de Tapones de Lados Paralelos................................................ 28
3.3.1
3.3.2
3.3.3
3.3.4
Diseño por Corte ...................................................................................... 30
Longitud del Tapón en base a la Resistencia al Corte en la
Interfase Concreto/Roca .......................................................................... 31
Diseño por Flexión de Viga Gruesa en Concreto Puro ............................ 34
Fractura o Levantamiento Hidráulico ....................................................... 35
República del Perú
iii
Ministerio de Energía y Minas
Índice
3.3.5
3.3.6
3.4
Peligro Sísmico ....................................................................................... 45
3.5
Cargas Dinámicas ................................................................................... 45
3.5.1
3.5.2
3.5.3
4.
Falla por Filtración Excesiva (bajo gradientes hidráulicas
adversamente altas) ................................................................................. 40
Mecanismos Químicos/Físicos a Largo Plazo ......................................... 43
Ariete Hidráulico debido a Carga de Movimiento Sísmico ....................... 46
Flujo de Líquidos contra los Tapones ...................................................... 46
Otras Consideraciones de Diseño respecto a la Evaluación del
Efecto de Huaycos sobre los Tapones..................................................... 47
3.6
Inyecciones.............................................................................................. 49
3.7
Monitoreo ................................................................................................. 49
Referencias ........................................................................................................ 51
LISTA DE TABLAS
Tabla 2-1
Tabla 2-2
Tabla 2-3
Tabla 2-4
Tabla 2-5
Tabla 3-1
Tabla 3-2
Tabla 3-3
Resistencia al Corte y Gradientes Hidráulicas de Diseño para
Tapones de Túnel (según Benson, 1989)............................................. 11
Criterios para el Diseño de Tapones Permanentes (adaptados de
Auld, 1983, Chekan 1985 y TSS, 1999)................................................ 17
Requisitos para Concretos Expuestos a Sulfatos ................................. 20
Contenido Máximo de Ión Cloruro para Prevenir la Corrosión ............. 20
Relaciones Agua/Cemento Máximas para Condiciones Especiales
de Exposición........................................................................................ 21
Recomendaciones de Auld (1983) para Valores de Tensión por
Corte (en base a Normas Británicas).................................................... 32
Resumen de Gradientes de Presión y Tasas de Filtración
Máximas Recomendadas...................................................................... 43
Límites Químicos del Agua de Mezcla (según ASTM C94) .................. 44
LISTA DE FIGURAS
Figura 2-1
Figura 2-2
Figura 3-1
Figura 3-2
Figura 3-3
Figura 3-4
Figura 3-5
Ejemplos de Tapones ............................................................................. 4
Esquema de Instrumentación en Tapones ........................................... 23
Diagrama Típico de Cargas para el Diseño por Corte .......................... 29
Diagrama del Diseño por Corte (según Lang, 1999) ............................ 29
Evaluación de la Longitud del Tapón de Cuña en Base a la
Resistencia de Soporte del Concreto o de la Roca en la Interfase
(según Auld, 1983)................................................................................ 34
Representación Esquemática del Criterio Noruego para
Confinamiento (según Bergh-Christensen, 1988)................................. 37
Posible Mecanismo de Falla por Gradiente Excesiva........................... 40
LISTA DE ANEXOS
Anexo A
Anexo B
Anexo C
Anexo D
Anexo E
Caracterización de Suelos
Caracterización del Macizo rocoso
Especificaciones Técnicas para la Construcción de Tapones de
Concreto
Ejemplo de Diseño de Tapones Indentados
Ejemplo de Diseño de Tapones de Lados Paralelos
República del Perú
iv
Ministerio de Energía y Minas
Presentación
PRESENTACIÓN
Es innegable que la minería juega un rol preponderante en la economía de nuestro
país. Ella es responsable de más del 50 % de nuestras exportaciones y además
constituye un factor de desarrollo en las zonas más remotas de nuestras serranías.
No obstante, debe reconocerse que la fase de explotación de una mina tiene una vida
relativamente corta, en tanto que sus impactos podrían prolongarse a perpetuidad si
no se diseñan e implementan las medidas apropiada para asegurar la estabilidad física
y química del sitio minero una vez concluida su explotación..
La experiencia de la industria minera a nivel internacional ha demostrado que la mejor
manera de asegurar la estabilidad física y química a largo plazo de los sitios mineros
es incorporando el concepto del cierre desde las etapas iniciales del proyecto,
aplicando las mejores técnicas de ingeniería para diseñar estructuras mineras
seguras.
En tal sentido, el diseño adecuado de los tapones utilizados para sellar las labores
mineras, en especial cuando éstos deben retener el agua de mina, constituyen una
labor muy importante y delicada para las empresas, la consultoría y el Ministerio de
Energía y Minas. De otro modo, la falla de un tapón de mina podría resultar en un
serio problema ambiental y afectar la salud y seguridad humanas.
A tal efecto, presentamos esta Guía, elaborada con el concurso de expertos
canadienses, gracias a la colaboración de la Agencia Canadiense de Desarrollo
Internacional - ACDI, a través del proyecto PERCAN. Estamos seguros que esta Guía
será de gran ayuda para los responsables de las empresas mineras, consultores,
funcionarios del MEM y personas e instituciones interesadas en el diseño y evaluación
de los proyectos de tapones de mina que acompañan a los planes de cierre mineros.
De esta manera, el Ministerio de Energía y Minas reafirma su compromiso por una
minería ambientalmente adecuada y sostenible, que se constituya en un factor
sustantivo para el desarrollo de nuestro país y, en especial, de sus regiones mineras.
Lima, 10 de setiembre de 2007
Arq. Juan Valdivia Romero
Ministro de Energía y Minas
República del Perú
v
Ministerio de Energía y Minas
Introducción
1.
INTRODUCCIÓN
La inestabilidad de las compuertas o de los tapones en el ambiente de una mina
puede producir serios riesgos para la seguridad humana y/o ambiental, lo que puede
tener consecuencias económicas importantes, incluyendo la pérdida de reservas de
mineral y/o la interrupción de la producción de la mina. La construcción de estructuras
de retención de agua en minas subterráneas está regulada en muchas jurisdicciones
mineras en el mundo. El personal de la mina debe garantizar que se cumplan las
condiciones necesarias para una operación segura de tales estructuras a lo largo del
ciclo de vida de la mina. Se han desarrollado diversos enfoques o buenas prácticas en
muchos países para abordar estos requerimientos, muchas veces específicamente
para asegurar el cumplimiento de requisitos legales sobre salud y seguridad. Con el
propósito de mantener un alto estándar en el diseño de compuertas y tapones, el
Ministerio de Energía y Minas (MEM) solicitó que se desarrolle un enfoque
estandarizado que guíe los diseños enviados por las compañías mineras, de
conformidad con la Ley de Cierre de Minas1 y su Reglamento2.
Esta Guía para el diseño de tapones da una visión general de los aspectos
geotécnicos, hidrogeológicos y estructurales relevantes para el diseño de estas
estructuras de retención. Como se explica a través de este documento, el diseño de
cualquier tapón o barrera de retención de fluidos debe desarrollarse a través de la
aplicación de prácticas seguras de ingeniería geotécnica y estructural.
Esta Guía ofrece recomendaciones para el diseño y construcción de estructuras de
retención sujetas a presión de agua, relaves o lodos. La Guía pretende ayudar a los
proponentes en la preparación de los diseños de tapones para el cierre de minas y al
personal del MEM en la evaluación y revisión de los diseños y en la supervisión de la
construcción de los tapones que pudieran considerarse adecuados para los planes de
cierre de minas. Este documento ofrece un enfoque estandarizado razonable con el
fin de ayudar a las compañías mineras a preparar los informes adecuados que
presentarán al MEM respecto a la implementación de diseños de tapones bajo
diferentes circunstancias de cierre de mina, incluyendo operaciones mineras, el cierre
temporal o el cierre final de una mina.
Las sugerencias de diseño y tecnología que se ofrecen en este documento de ninguna
manera impiden que el proponente formule propuestas alternativas. En cada caso, se
espera que el proponente utilice los métodos y buenas prácticas de la ingeniería para
arribar a las soluciones más razonables para cada sitio. En el caso del cierre o
requerimientos operacionales de largo plazo, donde un tapón estaría protegiendo la
seguridad humana o el ambiente, se considerará que el diseño cumple con los
términos de esta guía sólo si éste ha sido adecuadamente revisado y certificado por
ingenieros geotécnicos y estructurales calificados, según corresponda, para verificar y
aprobar (i) la evaluación de las condiciones de macizo rocoso, (ii) el diseño estructural
y (iii) los planos y especificaciones de construcción.
Esta Guía ha sido preparada tomando en cuenta los aspectos básicos que influyen en
el diseño, construcción y operación de los tapones para el cierre de mina, de esta
manera no se definirán dimensiones mínimas o máximas de los tapones, sino se
1
2
Ley N° 28090 (14/10/2003), modificada por Ley N° 28243 (13/05/2004) y Ley N° 28507 (05/05/2005).
Decreto Supremo N° 033-2005-EM (15/08/2005), modificado por D.S. N° 035-2006-EM (05/05/2006) y D.S. N° 0452006-EM (15/08/2006).
República del Perú
1
Ministerio de Energía y Minas
Introducción
citarán metodologías y herramientas consagradas en al literatura técnica que ayuden a
definir la envergadura del tapón. Es así que en cada caso el proponente seguirá las
directrices citadas en este texto y que principalmente seguirá la configuración y
naturaleza geológica asociada a los factores externos más importantes del medio
donde se diseñe el tapón.
Esta Guía ha sido preparada en base a la experiencia de los autores en muchos
proyectos alrededor del mundo, incluyendo el Perú (e.g., Antamina). Algunos aspectos
específicos de estos lineamientos han sido desarrollados a partir de documentos
similares preparados para el Ministerio de Trabajo de Ontario o por ellos (Ontario
Ministry of Labour 1995) y la Oficina de Minas de los Estados Unidos (Chekan, 1985).
También se ha tomado información de la experiencia de Sudáfrica (Garrett y Pitt,
1961) y de Escandinavia, así como de la experiencia de tapones para proyectos
Hidroeléctricos y Mineros en otros lugares, (e.g., Auld, 1983 & Lang, 1999).
1.1
ESTRUCTURA DEL DOCUMENTO
El presente documento consta de una Guía para el Proponente y una Guía para el
Evaluador.
LA GUÍA PARA EL PROPONENTE se presentan en la Sección 2.0. Esencialmente
esta sección presenta todos los lineamientos importantes para el diseño de un tapón, y
para implementar su construcción y el inicio de un programa de monitoreo de largo
plazo. Se incluyen varios anexos que muestran ejemplos de diseños de tapones, así
como discusiones más detalladas sobre temas seleccionados incluidos en el texto
principal. Estos anexos son:
•
Anexo A
Caracterización del Suelo
•
Anexo B
Caracterización del Macizo rocoso
•
Anexo C
Especificaciones Técnicas para la Construcción de Tapones de Concreto
•
Anexo D
Ejemplo de Diseño de un Tapón Indentado
•
Anexo E
Ejemplo de Diseño de un Tapón de Lados Paralelos
La Sección 2.0 y estos cinco anexos conforman la Guía formal que los Proponentes
(compañías mineras u otros en su representación) deberán seguir para presentar sus
diseños al MEM.
LA GUÍA PARA EL EVALUADOR comprende la Sección 3.0 de este documento –.
Esta sección ha sido preparada para ofrecer material adicional y orientación al
personal evaluador del MEM, con el fin de ayudarlos a evaluar y revisar las propuestas
y asegurarse de que los procedimientos para el diseño y la construcción sugeridos
para los tapones presentados sean adecuados para los propósitos de la planificación
del cierre de minas.
República del Perú
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Ministerio de Energía y Minas
Guía para el
Proponente
2.
GUÍA PARA EL PROPONENTE
2.1
OBJETIVO
El objetivo de esta Guía es proponer una metodología para el diseño y la construcción
de compuertas y tapones que funcionen exitosamente en cualquier sitio minero para
limitar los peligros potenciales, mantener la seguridad del personal de la mina durante
las operaciones y garantizar la seguridad pública después del cierre de la mina.
2.2
DEFINICIONES
Esta Guía ha sido desarrollada específicamente para el diseño de compuertas y
tapones para su uso en cierre de minas, lo que puede incluir:
•
proteger las aberturas de la mina subterránea del ingreso de flujos de cobertura
(huayco) debido a la falla de un pilar de corona;
•
limitar la extensión de las inundaciones durante los trabajos de cierre de mina, para
prevenir, por ejemplo, el drenaje ácido, y/o para;
•
sellar las obras abandonadas y/o para prevenir el ingreso de agua de una mina
adyacente.
Esta Guía, por lo tanto, no comprende las barreras temporales de relleno, tabiques o
barricadas que se usan normalmente para retener escombros en los tajos. Tales
tabiques de relleno se construyen normalmente de roca de desecho, shotcrete,
madera, malla de alambre o una combinación de los anteriores, y por lo tanto no
pueden considerarse permanentes.
Para los propósitos de esta Guía de diseño, se establece una diferencia entre tabiques
y tapones en base a la presión del fluido que debe ser retenido. Los tabiques pueden
definirse como barreras (de concreto u otros elementos de baja permeabilidad) que
normalmente se construirían en subterráneo bajo condiciones de baja presión
hidrostática (10 – 100 m de presión hidrostática o 100 - 1000 kPa).
Pueden usarse para aislar el agua de una parte de la mina, para retener la solución en
un tajo de lixiviación in-situ o para proteger un pique de un potencial derrumbe de un
pilar corona (ver Figura 2-1).
Los tapones son estructuralmente idénticos en su funcionamiento a los tabiques, pero
para los propósitos de este documento se definen como permanentes y por lo tanto no
se prevé que requieran mantenimiento, operación o monitoreo diario, como sería el
caso de un tabique temporal. Además, podría requerirse que soporten presiones más
altas que las que se consideran normales para tabiques incorporados bajo condiciones
normales de la operación de la mina. Para los propósitos de esta Guía, los tapones se
consideran en general estructuras de concreto, tales como las que se usarían para
embalsar agua o relaves a presiones que superen significativamente los 100 kPa (es
decir, el equivalente a una columna de agua desde 10 m de alto hasta varios cientos).
Puesto que se espera que sean permanentes y que permanezcan en ese lugar
después del cierre, su diseño tiende a tener factores de seguridad más altos y, lo más
importante, cumplen con especificaciones de control de calidad y de aseguramiento de
la calidad más rigurosas durante su construcción que lo que sería necesario para un
tabique que se pone en la mina por necesidades puramente operacionales.
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Ministerio de Energía y Minas
Guía para el
Proponente
Figura 2-1
Ejemplos de Tapones
Nota:
a) y b) tapones indentados (resistencia estructural adecuada pero por lo general insuficiente resistencia a las fugas); c)
tapón de concreto en cuña y monolíticos sin refuerzo (resistencia estructural y resistencia a las fugas adecuada, pero
menos económico que otras alternativas); d) de lados paralelos y monolítico sin refuerzo (por lo general económico con
adecuada resistencia estructural y resistencia a las fugas); e) cilíndricos, de concreto, de lados paralelos sin refuerzo,
con acceso limitado en la vía principal; f) similar a e) pero con un acceso mayor, con acceso en toda su altura; y g)
sección compuesta – indentado, con una galería de inyección aguas abajo (logra una resistencia adecuada y
resistencia a la fuga) (modificado por Auld, 1983).
República del Perú
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Ministerio de Energía y Minas
Guía para el
Proponente
Debido a las necesidades de estabilidad a largo plazo de las estructuras de retención
necesarias para las aplicaciones del cierre de mina, estos lineamientos sólo abordan el
diseño de tapones, tal como han sido definidos anteriormente. Por lo tanto, sólo el
término tapón (que significa una barrera permanente o estructura de bloqueo para
retener fluidos bajo presiones elevadas) será usado en el resto de este documento.
De acuerdo al tamaño del túnel, y la posibilidad de acceso de las tuberías usadas para
colocar el concreto, los tapones pueden construirse en un sólo vertido de concreto
(tapones de concreto monolítico) o pueden formarse de múltiples segmentos vaciados
por secciones.
Los tapones de concreto monolítico por lo general se construyen de uno o múltiples
vertidos de concreto sin refuerzo de acero al interior de la geometría del tapón, tal
como se muestra en la Figura 2-1 (a – d). Los diseños de tapones de núcleo hueco
comúnmente se usan en túneles de gran diámetro (es decir, > 6 m de diámetro) para
facilitar la inyección de contacto, como se ilustra en la Figura 2-1 (e – f). La
construcción implica el vaciado de concreto por secciones y la formación de una
galería en el centro del tapón, la que posteriormente se usará para la inyección de
contacto.
Tanto los tapones monolíticos como los de núcleo hueco pueden tener lados paralelos
(de sección casi constante) o en cuña (donde la sección transversal varía con la
longitud), o indentados, donde se construye una ampliación de la sección transversal
hacia el túnel o pique para aumentar la resistencia al corte.
La decisión de construir un tapón, que por su definición es de naturaleza permanente,
debe estar respaldada por información técnica referente a características geológicas,
hidráulicas, ambientales, geotécnicas y geomecánicas del lugar donde se construirá.
Estas son consideradas como las características mínimas que deberán ser
presentadas por el proponente. No obstante, cabe la posibilidad de que haya otros
factores que influyan en el diseño, los cuales deben acompañar al estudio de
ingeniería de detalle del proyecto.
Para los propósitos de esta Guía, el término Proponente se usará para definir a la
compañía minera que solicita al MEM la autorización para construir un tapón. El
proponente deberá contar con la aprobación del MEM antes de comenzar la
construcción del tapón.
2.3
REQUERIMIENTOS DE ESTUDIOS
(1)
Dondequiera que sea necesario construir un tapón de cierre, se deberán
realizar los estudios geotécnicos y estructurales adecuados para determinar
la estabilidad del tapón a largo plazo. Para mantener la seguridad pública,
estos estudios deberán ser desarrollados y certificados por ingenieros
geotécnicos y estructurales calificados.
(2)
Los estudios a los que se refiere la subsección (1) deberán por lo menos
incluir la información necesaria para definir:
(a)
La razón por la cual se construye el tapón;
(b)
El tipo de excavación dentro de la cual se va a instalar el tapón (e.g., un pique
vertical o un túnel horizontal);
República del Perú
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Ministerio de Energía y Minas
Guía para el
Proponente
(c)
El área y perímetro de la sección del túnel donde se va a instalar el tapón;
(d)
La infraestructura de la mina en riesgo, incluyendo detalles de la proximidad del
lugar del tapón con el pique y otros tajos operativos;
(e)
La superficie posible y los impactos ambientales subterráneos que podrían ser
causados por una falla del tapón propuesto;
(f)
La geometría más adecuada del tapón (e.g., de lados paralelos o de cuña,
monolítico o de núcleo hueco – ver Figura 2-1) y sus dimensiones;
(g)
El tipo, características, y la carga de presión de control del fluido que se retiene
(e.g., si es agua de drenaje ácido de la mina, relaves o una combinación de
agua con potenciales relaves o lodo, tal como sería el caso bajo condiciones de
liquefacción);
(h)
El potencial para cargas dinámicas y su probable magnitud debido a una falla
del pilar de corona o de la cobertura, o ingreso de relaves;
(i)
La actividad sísmica de la zona;
(j)
La geología de la zona donde se pondrá el tapón, e información sobre su
relación estructural con el pilar corona y/o con las aberturas subterráneas que
está aislando;
(k)
La calidad del macizo rocoso y los esfuerzos in situ en la roca que rodea al
tapón;
(l)
La resistencia del material del tapón y los esfuerzos sobre éste (e.g., el
concreto);
(m)
Todos los supuestos pertinentes al enfoque de diseño que se usará en el
diseño del tapón. Esto deberá incluir las hipótesis sobre fallas y las decisiones
respecto a las mejores metodologías que serán usadas para preparar la
evaluación de la estabilidad y cálculos para el diseño de las dimensiones del
tapón;
(n)
El método de construcción del tapón; y, según sea aplicable,
(o)
Preparación de los planos de obra y las especificaciones para la geometría del
tapón, el concreto, encofrados, refuerzos de acero, inyecciones e
instrumentación.
Para propósitos referenciales, la ubicación ideal del tapón deberá estar:
•
en un área donde la roca sea competente y libre de características geológicas
significativas tales como fallas, zonas de corte, etc ;
•
en un área que no tenga demasiados esfuerzos y que esté lo más alejada posible de
otras aberturas de minas;
•
aguas abajo de cualquier fuga, de modo que retenga toda el agua que ingresa;
•
en una zona donde la resistencia in situ sea mayor a las que aplicará la presión
hidrostática, de otro modo la presión hidráulica abrirá las fracturas y habrá una fuga
excesiva;
•
en un área donde la permeabilidad general de la roca circundante sea tan baja como
sea posible, y
•
a una distancia adecuada de cualquier tajo, punto de carga de mineral o zona de
minado activo.
República del Perú
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Ministerio de Energía y Minas
Guía para el
Proponente
2.4
RECOPILACIÓN DE INFORMACIÓN
En el caso de los tapones diseñados para proteger las aberturas subterráneas del
ingreso de materiales de cobertura (e.g., huayco) debido a la falla de un pilar de
corona y para cualquier tapón cercano a la superficie (es decir, con profundidades <
50 m), las condiciones de superficie y cobertura deben caracterizarse adecuadamente
para una liquefacción potencial, además de caracterizar completamente macizo rocoso
de la zona donde se planea ubicar el tapón. Se deberá evaluar la siguiente
información mínima:
(1)
Para todos los tapones propuestos, información sobre las condiciones de la
superficie, incluyendo:
(a) la topografía de la superficie cerca al área del futuro tapón, incluyendo caminos,
construcciones, puntos de referencia y detalles topográficos;
(b) la presencia o la ausencia de cuerpos de agua (e.g., lagos y ríos); y
(c) el área de la superficie que sería afectada en el caso de una falla de pilar corona.
(2)
Para tapones cercanos a la superficie, o para tapones construidos para
controlar la inestabilidad potencial de un pilar corona, se deberá caracterizar
la cobertura de suelo, incluyendo:
(d) la preparación de secciones que muestren el perfil del suelo, a menos que no
haya comunicación posible entre la cobertura y el tapón planeado;
(e) la definición de la topografía de la interfaz roca/suelo sobre la zona del tapón;
(f)
la determinación de los tipos y espesores de los estratos de suelo, a menos que
un ingeniero calificado considere que esta información es innecesaria y lo
declare específicamente y por escrito;
(g) la determinación de las condiciones del régimen de agua subterránea y las
condiciones de la presión hidrostática; y
(h) si se lleva a cabo una investigación del suelo, se deberá recoger la siguiente
información como requisito mínimo (ver Anexo A):
i.
la densidad aparente;
ii.
la densidad relativa de las arenas y la consistencia de los materiales
arcillosos;
iii.
resistencia al corte no drenado del suelo arcilloso y su sensibilidad (que se
expresa por la relación entre la resistencia al corte no drenado del suelo y
del suelo drenado como se puede obtener de la prueba de veleta, Vane
test) (ver el Anexo A);
iv.
distribución granulométrica y plasticidad;
v.
la resistencia al corte (es decir, el ángulo de fricción y cohesión);
vi.
humedad o contenido de agua, y
vii.
niveles de agua subterránea.
En el caso de todo los tapones (ubicados cerca de la superficie o en
profundidad), es también importante caracterizar el macizo rocoso sobre el
cual se ubicará el tapón.
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Ministerio de Energía y Minas
Guía para el
Proponente
(3)
La caracterización de macizo rocoso es necesaria respecto a las condiciones
de la roca alrededor del área del tapón. La información presentada debe
explicar:
la geología local enfatizando la litología, las estructuras geológicas más
importantes (e.g., las fallas, las áreas de corte y diques) y el grado y carácter
de las alteraciones y/o meteorizaciones de las unidades de rocas donde se
ubicará el tapón;
la orientación, continuidad, espaciamiento y apertura de los grupos de
discontinuidades, incluyendo fallas, zonas de corte y diaclasas que se supone
existen en el área del tapón propuesto. (Nota: La información enviada deberá
también incluir la orientación de cualquier esquistosidad o foliación (si la
hubiera) con relación al eje del tapón planeado);
los parámetros de clasificación del macizo rocoso para las paredes laterales, el
fondo y la zona de la corona del túnel en el lugar planeado para el tapón y 50 m
a cada lado de la ubicación del tapón, usando los sistemas de clasificación
RMR y NGI-Q (Anexo B), sobre la base de:
i.
un mapeo subterráneo o una evaluación de la información del núcleo;
ii.
una determinación de la resistencia en el laboratorio, donde esté
disponible, o los rangos publicados con una justificación para el uso de la
información especificada y su origen; y
iii.
la información sobre la caracterización de discontinuidades (incluyendo
diagramas estereográficos).
la conductividad hidráulica del macizo rocoso en la ubicación del tapón y para
una distancia de 30m aguas arriba y aguas debajo de la extensión del tapón.
(4)
La ubicación y geometría de todas las obras subterráneas cercanas (dentro de
un radio de 100m de la ubicación del tapón) deberá documentarse y
entregarse. Esta información deberá incluir, como mínimo, información acerca
de:
(a)
ancho y profundidad de minado;
(b)
espesor de los pilares corona de todos los tajos cercanos a la superficie en las
cercanías;
(c)
dimensiones del tramo de tajo;
(d)
la naturaleza, densidad y composición de cualquier relleno utilizado como
apoyo o colocado para el cierre;
(e)
los métodos de excavación y soporte utilizados
(f)
información dimensional y diseño de disposición de componentes para todos
las galerías, piques y chimeneas dentro de un radio de 100m de la ubicación
del tapón; e
(g)
Información histórica de cualquier inestabilidad del macizo rocoso, en el caso
de que estuviera disponible.
(5)
Se deberá hacer una declaración de la magnitud inferida o medida y la
orientación de los esfuerzos in situ en las proximidades del tapón planeado.
(6)
Al entregar el diseño de los tapones, se deberá incluir una tabla con la
composición química básica del fluido (e.g., relaves y drenaje ácido de mina)
que será retenido por los tapones. Esto incluiría un cálculo del valor del pH y
de las concentraciones de metales y sulfatos disueltos.
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Ministerio de Energía y Minas
Guía para el
Proponente
(7)
2.4.1
Se debe de considerar medidas de contingencia para definir las obras de
mitigación caso el tapón falle. Estas medidas pueden incluir obras de drenaje
y pozas de almacenamiento de los efluentes, entre otras.
Propiedades del Suelo y de la Roca Intacta
Puesto que la determinación de las características del material y la resistencia de los
suelos y las rocas es importante para la evaluación adecuada de la estabilidad del
tapón, la información sobre estos parámetros de control deberá incluirse en el informe
de diseño. La información sobre el grado de meteorización y la extensión de las zonas
de alteración en las proximidades de la ubicación del tapón planeado deberá estar
documentada en la entrega del diseño.
Las características del material y la resistencia del suelo y las rocas intactas
apropiadas para la documentación a presentar por lo general se pueden obtener de:
•
Investigación de campo sobre el macizo rocoso, que incluyen un mapeo de la superficie
expuesta, labores subterráneas y paredes del tajeo (si estuvieran disponibles);
•
Logueos de perforaciones diamantinas (complementado cuando sea posible por un
registro geofísico);
•
Evaluación de campo de la cobertura de suelo (Unified Soil Classification System,
USCS, ASTM D 2488-90, 1990);
•
Pruebas de campo, e.g., pruebas de carga puntual para rocas (ISRM, 1981), prueba de
veleta para evaluar la resistencia de la arcilla saturada (suave) no drenada (ASTM
D2573-01);
•
Clasificación de campo de la dureza de la roca (ISRM, 1981) y de resistencia al corte
de las discontinuidades usando los métodos de Barton (Barton et al, 1974) o Bieniawski
(1976); y/o
•
Pruebas de laboratorio realizadas sobre muestras cuidadosamente extraídas,
preservadas y preparadas. Se pueden obtener muestras de suelo no alteradas de
bloques de suelo o de tubos Shelby. Por lo general se pueden recoger muestras
adecuadas de roca de perforaciones geotécnicas o de exploración. Mientras que el
sistema de perforación con cable es aceptable para el muestreo de roca competente
para pruebas, la perforación geotécnica y el muestreo de roca débil o fracturada por lo
general requiere de un sistema de triple tubo para minimizar la alteración de la
muestra. La protección de las muestras contra la pérdida de humedad y/o daño en el
transporte al laboratorio es también crucial para obtener resultados precisos.
Las pruebas de laboratorio podrían incluir ensayos tanto en suelos como en rocas:
Suelos – para clasificar el material de origen (relaves, suelo de cobertura) con el fin de
evaluar la carga de presión si existiera alguna posibilidad de liquefacción (ver también
el Anexo A).
•
Clasificación de pruebas indicadoras (e.g., análisis granulométrico, límites de Atterberg
y contenido de agua); y
•
Pruebas Triaxiales de Resistencia a la compresión, e.g., ensayos de consolidación no
drenado (CU) con medida de la presión de poros sobre muestras “no alteradas” o
remoldeadas.
Roca – para verificar la conveniencia de la ubicación elegida para el tapón y sus
proximidades y en algunos casos para verificar la estabilidad de cualquier zona
potencialmente inestable que esté protegida por el tapón (ver también el Anexo B)
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9
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Proponente
•
Resistencia a la compresión de la roca intacta– necesaria para la definición de los
criterios de falla de Hoek-Brown para la resistencia de la pared, la corona y piso de
roca en la zona del tapón. Esto se puede medir por medio de ensayos de resistencia a
la compresión uniaxiales o triaxiales y/o ensayos de carga puntual.
•
Resistencia del relleno de la falla – necesaria en el caso de cualquier discontinuidad
importante mal ubicada en el área. Tal información generalmente puede conseguirse
mediante ensayos de corte directo si es posible el acceso. También se puede inferir de
pruebas índice de suelos si es pertinente. Las pruebas triaxiales sobre muestras “no
alteradas” o remoldeadas también pueden ser apropiadas si se identifican zonas
gruesas de arcilla suave con características preocupantes; y
•
Resistencia al corte de diaclasas – necesaria para evaluar el potencial de falla del
tapón debido a mecanismos de desprendimiento de cuña bajo condiciones adversas de
presión. La información de resistencia de las diaclasas se determina normalmente
mediante ensayos de corte directo que se llevan a cabo sobre superficies de
discontinuidad representativa, o puede ser inferida de la evaluación visual de las
condiciones de irregularidad de la superficie, lo que permite cálculos empíricos
racionales, pero relativamente gruesos de la resistencia al corte. Para la aplicación de
algunos métodos numéricos, (e.g., UDEC) se deberán obtener datos sobre los valores
de corte y de rigidez normales. Si tales enfoques se usan como parte de la propuesta,
será necesario obtener datos relevantes de estos parámetros para la zona del tapón,
ya sea mediante ensayos de corte directo o mediante correlaciones algebraicas con
información anterior relevante.
Para cualquier modelación numérica necesaria para justificar las dimensiones de
tapón en el lugar elegido, será necesario incluir información sobre la resistencia y
deformabilidad del macizo rocoso. Los parámetros típicamente usados para describir
la resistencia y la deformación en la roca intacta incluyen los valores de la resistencia
a la compresión uniaxial (Uniaxial Compressive Strenght - UCS), Módulo de Young (E)
y el módulo de Poisson (ν), que deben ser medidos en muestras representativas.
Las pruebas de resistencia a la compresión uniaxial (UCS) se pueden usar para
verificar las propiedades básicas de resistencia del macizo rocoso para el área del
tapón. Sin embargo, se puede esperar que tales pruebas se lleven a cabo en números
limitados sobre roca fresca representativa del área del tapón para confirmar los valores
esperados de resistencia intacta. Ensayos UCS limitados para desarrollar factores de
correlación para un programa más amplio de pruebas de carga puntual podrían
también aceptarse en la propuesta.
2.4.2
Clasificación del Macizo rocoso
Los dos sistemas predominantes de clasificación comúnmente utilizados para
caracterizar los macizos rocosos en las proximidades de la ubicación elegida para el
tapón son la Clasificación de macizo rocoso, RMR (Bieniawski, 1976 ó 1989) y/o el Qsystem (Barton et al., 1974). Para el diseño de tapones, estas clasificaciones se usan
con frecuencia como punto de partida para la definición de resistencia al corte de una
discontinuidad o de un macizo rocoso. Por ejemplo los parámetros de Rugosidad de las
Discontinuidades (Joint Roughness - Jr) y de Alteración de las Discontinuidades (Joint
Alteration - Ja) del Sistema-Q pueden ser usados para un cálculo grueso de la
resistencia al corte residual y pico a lo largo de discontinuidades importantes en el sitio
del tapón.
Para el cálculo de la resistencia del macizo rocoso, la clasificación RMR de Bieniawski
(1976) es la base para la caracterización de las propiedades del macizo rocoso utilizada
para el cálculo de la resistencia mediante el método de Hoek-Brown (Hoek y Brown,
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10
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Guía para el
Proponente
1988). El Indice de Resistencia Geológica (Geological Strength Index - GSI), introducido
por Hoek, Kaiser y Bawden (1995) y Hoek y Brown (1997) duplica el sistema RMR de
Bieniawski (1976) para macizos rocosos más competentes y trata de extender la
aplicación del criterio de resistencia empírico de Hoek-Brown para reducir las
resistencias del macizo rocoso, a pesar de que la experiencia con la aplicación del
método a macizo rocosos no quebradizos es limitada. El GSI puede también ser usado
para caracterizar macizos rocosos sobre la base de descripciones generales de la
composición y estructura del macizo rocoso y las condiciones de superficies de las
discontinuidades.
El Anexo B presenta una discusión general sobre la aplicación de los sistemas de
clasificación de los macizos rocosos relacionados con la caracterización de un tapón
propuesto. Este anexo también esboza el enfoque necesario para utilizar el índice GSI
como base para obtener resistencias de corte representativas del macizo rocoso para
fines de diseño del tapón.
2.4.3
Resistencia al Corte del Macizo rocoso
Para el diseño de tapones, la resistencia al corte del macizo rocoso puede por lo
general determinarse sobre la base de enfoques empíricos como por ejemplo, usando
la Tabla 2-1, que presenta algunos valores empíricos de máxima resistencia al corte
admisible, considerando un factor de seguridad de 3 (valor entre paréntesis).
Tabla 2-1
Resistencia al Corte y Gradientes Hidráulicas de Diseño para
Tapones de Túnel (según Benson, 1989)
Condición general de la roca RMR –
Evaluación del macizo rocoso
Resistencia al
corte (Máxima
resistencia al
corte admisible)1
Máxima
gradiente
hidráulica
admisible2
Máxima
gradiente de
presión
admisible
(kPa)
m/m
kPa/m
Muy Buena Roca
3
1500 (500)
Masiva, dura, ampliamente diaclasada
15 - 30
150 - 300
81<RMR<100
Buena Roca
Dura a moderadamente dura,
900 (300)
10 - 14
100 - 140
moderadamente diaclasada
61<RMR<80
Roca
Moderada a débil, meradamente
600 (200)
7-9
70 - 90
diaclasada
41<RMR<60
Roca Pobre
Débil, cercanamente diaclasada o
300 (100)
5-6
50 - 60
cortada
21<RMR<40
Roca Muy Pobre
Muy débil, probablemente erosionable
150 (50)
3-4
30 - 40
RMR < 20
Nota: Las características erosionables de tapón aguas abajo deberán tratarse localmente
1
2
3
Considerando un factor de seguridad de por lo menos 3.0.
Los gradientes hidráulicos admisibles pueden ser mayores si se lleva a cabo una inyección en la formación.
La resistencia al corte estimado del macizo rocoso (kPa) y entre paréntesis la máxima resistencia al corte admisible.
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El programa RocLab, disponible en www.rocscience.com, puede usarse para ayudar en
el cálculo de la resistencia al corte adecuada para la zona del tapón usando el criterio de
resistencia de Hoek & Brown, como lo presenta Hoek et al. (2002). Habiendo llevado a
cabo una clasificación del macizo rocoso, usando los procedimientos descritos en el
Anexo B, se puede entonces hacer algunos cálculos de los valores del Índice GSI
apropiados para el macizo rocoso que se presume que existe en la ubicación del tapón.
También se puede obtener un valor GSI usando la clasificación de Bieniawski 1976 para
el sistema RMR, que también se describe en el Anexo B.
Con un GSI derivado y un valor inferido para m y s (fórmula de Hoek-Brown)
apropiados para el macizo rocoso, los parámetros de Mohr-Coulomb de resistencia al
corte (ángulo de fricción y cohesión) pueden calcularse fácilmente de las expresiones
del criterio de resistencia de Hoek-Brown (como se esboza en el Anexo B). Se debe
tener cuidado cuando se use el programa RocLab directamente para calcular los
ángulos de fricción y cohesiones usando como datos de entrada el índice GSI, la
resistencia a la compresión uniaxial (UCS) y mi (el parámetro Hoek-Brown de fricción),
ya que los ajuste de curva pueden variar significativamente de acuerdo con el número
de puntos de referencia disponibles, y también si se han llevado a cabo cálculos de
resistencia a la tracción o si se han completado pruebas al respecto (tales como las
pruebas brasileñas). Nótese también que cuando la resistencia al corte del diseño se
obtiene de la aplicación del criterio de Hoek-Brown, de todos modos se recomienda un
factor de seguridad de 3 para los cálculos de diseño del tapón.
2.4.4
Calidad del Agua
Como parte de la recolección de datos, es importante llevar a cabo análisis químicos
del agua (o fluido) que será retenida por el tapón. La Sección 2.6 ofrece mayores
comentarios al respecto.
2.4.5
Consideraciones sobre el Gradiente Hidráulico
El corte no es el único factor que necesita ser analizado al diseñar el tapón adecuado.
Como se detalla en la Tabla 2-1, el diseño de tapones debe también cumplir con los
criterios de gradiente hidráulico, con valores elegidos de acuerdo con la calidad del
macizo rocoso encajonante en las proximidades del tapón. En la Tabla 2-1, se define
el gradiente hidráulico de control a lo largo del eje del tapón como carga de agua de
diseño dividida por la longitud del tapón. El criterio normal es que la longitud del tapón
debería ser suficientemente larga para evitar erosiones en las paredes del túnel
cuando el tapón esté sometido a su máxima gradiente de diseño.
2.4.6
Peligro Sísmico
En la mayoría de las situaciones no es necesario hacer un análisis específico del
peligro sísmico para el diseño de los tapones, excepto cuando se infiere que una falla
activa pase directamente a través o inmediatamente adyacente a un túnel en el que se
planea construir un tapón.
Cuando corresponda, el proponente deberá llevar a cabo una evaluación del peligro
sísmico para evaluar las posibilidades de que ocurra un sismo y su magnitud, y los
efectos potenciales sobre la estabilidad de la cobertura (e.g., huaycos) o relaves (e.g.,
liquefacción).
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El peligro sísmico puede calcularse considerando la suma de los efectos de la
totalidad de las fuentes sísmicas y la distancia entre cada fuente y el sitio donde se
encuentra la estructura. Adicionalmente, el peligro sísmico para el Perú fue estudiado
principalmente en los trabajos de Casaverde y Vargas (1980), Sharma y CandiaGallegos (1991) y Castillo y Alva (1993). Cada uno de estos estudió características
diferentes en cuanto a fuentes sísmicas, leyes de atenuación y probabilidades de
excedencia.
Para la determinación del peligro sísmico se puede utilizar los programas de cómputo
RISK y EZRISK desarrollados por R. McGuire (1976, 1995), y el programa MRIESGO
desarrollado por Bolaños y Monroy (2004). La diversidad de programas de cómputo
utilizados se debe a su capacidad para incluir las leyes de atenuación propuestas.
Estos programas se utilizan para evaluar las probabilidades de excedencia
correspondientes a determinados niveles de aceleración pico. El período de retorno de
la aceleración pico es el inverso de la probabilidad anual de excedencia. Se utilizaron
las relaciones de atenuación arriba mencionadas para evaluar la variabilidad que
pueden tener los resultados al ser integrados con diferentes relaciones de atenuación.
Finalmente los resultados de estos estudios pueden mostrarse en mapas de peligro y
riesgo sísmico que así ayudarían a delimitar los lugares más adecuados para construir
o conocer cual sería el coeficiente sísmico utilizado para el diseño.
2.5
(1)
(2)
EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD
La evaluación de la estabilidad de la geometría del tapón en la ubicación
seleccionada deberá ser llevada a cabo y certificada por un ingeniero
calificado utilizando enfoques reconocidos por la industria para abordar, por lo
menos los cinco posibles modos primarios de inestabilidad potencial, a saber:
(i)
Falla por corte – se define como una falla de corte a través del concreto, a lo
largo del contacto de la roca con el concreto o a través del macizo rocoso;
(ii)
Falla por flexión de viga gruesa – por lo general ocurre como una falla
confinada solo a través del mismo material del tapón
(iii)
Falla por filtración excesiva, que resulta por lo general de la ausencia de un
contacto de interfaces, principalmente debido a los efectos de la erosión bajo
un gradiente hidráulico demasiado elevado a lo largo del eje del tapón.;
(iv)
Falla por levante hidráulico (levantamiento) que ocurre a lo largo de la interfaz
roca/concreto, o que ocurre en discontinuidades discretas dentro de la roca
circundante; y/o como rotura hacia la superficie cuando el espesor de la
cobertura de roca sobre el tapón es insuficiente para la presión de diseño
aplicada, y/o
(v)
Falla debida a la descomposición química o física del concreto del tapón, o de
las inyecciones o de los sellos o inclusiones dentro de la roca circundante.
Los enfoques que deberá usarse para la propuesta deberán ser similares en
concepto, y deberán incluir evaluaciones empíricas y analíticas, tales como
las que se presentan en los lineamientos preparados por el Ministerio de
Trabajo de Ontario (Ontario Ministry of Labour 1995) y/o aquellos preparados
por la Oficina de Minas de los Estados Unidos (Chekan, 1985). Se deberá
también tomar conocimiento de la experiencia de Sudáfrica (Garrett y Pitt,
1961) y de Escandinavia (e.g., Dahlø et al, 1992) relativas a los criterios de
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13
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Proponente
diseño respectivamente para (i) muy altas presiones hidrostáticas y (ii)
complicaciones muy adversas de la gradiente de presión. Adicionalmente,
también se deberán cumplir los criterios para la aceptabilidad del tapón
presentados en los trabajos de Auld, 1983, Lang, 1999, y por Golder, 2004.
(3)
Si, además de los métodos mencionados, la propuesta va a incluir
modelamiento numérico para establecer el dimensionamiento geométrico de
diseño para el tapón propuesto, cuando tales análisis numéricos sean
aplicados para evaluar la estabilidad del tapón, éstos sólo se llevarán a cabo
usando programas de cómputo reconocidos por la industria y adecuadamente
verificados. Independientemente del programa de cómputo utilizado, se
deberá presentar una copia de seguridad detallada que explique los
supuestos de las condiciones límite y derivaciones de todos los parámetros
del modelo. Se entregará también las verificaciones de los cálculos y otra
información de verificación junto con los resultados del modelamiento.
(4)
Para el diseño de tapones cerca a un pilar de corona potencialmente
inestable, el proponente deberá enviar la documentación apropiada relativa a
la evaluación de la estabilidad del pilar de corona de acuerdo con la Guía
para la Evaluación de la Estabilidad de los Pilares Corona, (MEM, 2007) que
no sólo discute las medidas para evaluar el potencial de falla de un pilar
corona, sino también explica las posibles soluciones de remediación.
Los factores de seguridad recomendados para cada uno de los modos de
inestabilidad, que se presentan en la Sección 2.5 (1) (i) a la (iv), se explican en la
Tabla 2-2 de la Sección 2.6. Se ofrece una lista de referencias útiles al final de la
Sección 2.0.
Los siguientes párrafos describen brevemente cada uno de los modos de inestabilidad
que deben ser considerados en la propuesta.
2.5.1
Falla por Corte
Cuando la presión del agua o relaves se aplica sobre la cara aguas arriba del tapón,
esto puede provocar que el tapón se mueva con respecto al macizo rocoso, si tal
presión supera la resistencia al corte movilizada dentro del concreto, en el contacto
roca/ concreto o en el macizo rocoso. Los pasos que se deben tomar en el diseño
para evaluar la falla por corte deberán:
•
considerar la variabilidad en la resistencia de la interfaz roca/ concreto,
evaluada mediante los enfoques de la clasificación del macizo rocoso
•
evaluar la periferia del tapón, incluyendo la evaluación de los efectos de la voladura;
•
obtener FS > 3 frente al corte en superficies de corte de 45° + φ/2 a través del macizo
rocoso y en la interfaz concreto/ roca, según verificación con proyecciones
estereográficas del tejido estructural en el sitio del tapón;
•
examinar f’c para el concreto, (en base a pruebas de mezclas de cemento y agregados
con el agua propuesta); y
•
examinar la litología de las paredes laterales respecto a potenciales lugares de corte,
incluyendo la presentación de un plano del desplazamiento mostrando la geología y la
litología y la ubicación del tapón indicado
República del Perú
14
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Proponente
2.5.2
Falla por Flexión de Viga Gruesa
Si el diseño por corte da como resultado una longitud de tapón menor que la máxima
dimensión aproximada del túnel, (i.e.,, la relación ancho/largo del tapón ≥ 1.25),
deberá revisarse en el diseño la resistencia a la flexión de viga gruesa de acuerdo, por
ejemplo, con el código ACI 318-95 (American Concrete Institute’s – Building Code
Requirements for Reinforced Concrete).
El diseño para evitar la falla de flexión de viga gruesa debe:
•
Considerar los esfuerzos de flexión y tracción en la cara aguas abajo;
•
considerar el esfuerzo de tracción admisible del concreto;
•
estimar el momento flector ponderado de diseño; y
•
estimar la longitud necesaria del tapón de concreto no reforzado para mantener los
esfuerzos de tensión por flexión en la cara aguas abajo bajo por debajo del esfuerzo a
la tracción admisible del concreto.
Si la proporción ancho/largo del tapón ≥ 1.25, es probable que se necesite un refuerzo
de acero para resistir los esfuerzos de tracción aplicados a la cara aguas abajo.
2.5.3
Falla debido a Filtración Excesiva (bajo gradientes hidráulicos
adversamente altos)
Además de los criterios estructurales ya mencionados, el proponente deberá
demostrar que la fuga potencial bajo los gradientes hidráulicos aplicados no tendrá
consecuencias estructurales o ambientales sobre la integridad del tapón para el
propósito para el que ha sido diseñado. El diseño para evitar una fuga excesiva
deberá calcular el gradiente hidráulico máximo de diseño (definido como la relación
entre la máxima carga hidráulica aplicada, incluyendo las presiones de impacto, y la
longitud del tapón entre los extremos aguas arriba y aguas abajo) y asegurar que no
va a exceder niveles aceptables, tales como, por ejemplo aquellos presentados en la
Tabla 2-1.
2.5.4
Mecanismos de Levante Hidráulico y Fractura Hidráulica
Cuando la presión del agua que actúa sobre cualquier discontinuidad específica en el
macizo rocoso que rodea el tapón o que actúa en la interfaz concreto/roca excede el
esfuerzo principal mínimo a través de tal discontinuidad o interfaz, tales fracturas
existentes se abren (levante hidráulico) o se forman nuevas fracturas por esfuerzos de
tensión inducidos que se generan en la roca en esas zonas (fractura hidráulica).
El proponente deberá demostrar que estos modos de inestabilidad no se desarrollarán
en el tapón designado. El diseño para evitar la fractura hidráulica deberá:
•
Considerar el espesor de la cubierta de roca sobre el tapón;
•
estimar la carga de presión estática dentro del túnel;
•
verificar la ocurrencia de valles en la topografía de superficie;
•
verificar la ubicación del tapón en relación con la topografía de la superficie; y
•
estimar el esfuerzo principal mínimo.
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15
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Proponente
2.5.5
Mecanismos Físico-Químicos de Largo Plazo
Debido a que el ataque químico a lo largo del tiempo puede reducir la integridad del
tapón propuesto, el proponente deberá proporcionar detalles sobre la composición
química del agua retenida y evaluar su potencial de ataque químico sobre (i) el
concreto del tapón, (ii) la mezcla propuesta para consolidar el suelo alrededor del
tapón, y (iii) el macizo rocoso y/o el relleno de cualquiera de las discontinuidades
identificadas que se consideren importantes para la estabilidad del tapón. El diseño
que asegure la resistencia a largo plazo contra la degradación química deberá:
•
determinar la composición química del agua retenida por el tapón;
•
determinar la composición química del agua subterránea;
•
comparar la composición química del agua con los estándares del agua propuesta para
la mezcla del concreto (e.g., ASTM C94);
•
comparar la composición química de tales aguas con otros estándares reconocidos
internacionalmente;
•
verificar si la probable agua de filtración impactará a usuarios domésticos; y
•
usar los resultados de la composición química del agua para guiar la preparación de las
especificaciones del concreto y de la mezcla para asegurar que los materiales de
construcción sean adecuados.
El proponente deberá demostrar que las concentraciones de sulfatos disueltos u otros
componentes adversos en el agua retenida por el tapón no excederán, luego del
cierre, los niveles reconocidos internacionalmente que se consideren un problema
para la longevidad de (i) la mezcla inyectada dentro del macizo rocoso, o (ii) el
concreto en el tapón.
El proponente deberá presentar la documentación que explique cualquier cambio en la
calidad del agua que se anticipe pueda ocurrir después de terminar la extracción
minera, que pudiera cambiar, por ejemplo, la concentración de metales disueltos y el
valor del pH.
Las típicas pruebas de calidad del agua de relaves incluyen pH, Sólidos Disueltos
Totales (TDS, en mg/L), sulfatos (mg/L), amoniaco (mg/L), calcio (mg/L), cloruros
(mg/L) y metales disueltos (mg/L).
2.5.6
Cargas Dinámicas
Los tapones construidos en regiones sísmicas, o como protección contra los flujos de
lodo, deberán considerar las cargas dinámicas por golpes de ariete e impactos
dinámicos. Puesto que estas condiciones son pasajeras, se puede aceptar un factor de
seguridad más bajo para esta condición de carga, como se presenta en la Tabla 2-2.
Sin embargo, el proponente deberá demostrar la aceptabilidad del diseño de los
tapones llevando a cabo una evaluación detallada del peligro sísmico para cualquier
situación en un yacimiento minero donde a) pudiera existir material susceptible a la
liquefacción, y b) tal material pudiera fluir dentro del túnel aguas arriba de un tapón
permanente y crear una importante presión de impacto excesiva.
La evaluación necesaria del nivel del peligro sísmico para la propuesta en otros caso
deberá ser (i) suficiente para evaluar el potencial de esa zona para sufrir eventos
sísmicos y (ii) suficiente para permitir una definición apropiada de los parámetros de
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aceleración sísmica de diseño para ser usados en la verificación de la estabilidad de
cualquier otro componente clave para el cierre de la mina.
2.6
FACTORES DE SEGURIDAD
El diseño de los tapones propuestos deberá discutir los factores de seguridad usados
en el análisis. La Tabla 2-2 presenta una lista de factores de seguridad recomendados
para el diseño de tapones permanentes.
Tabla 2-2
Criterios para el Diseño de Tapones Permanentes (adaptados de
Auld, 1983, Chekan 1985 y TSS, 1999)
Modo de Falla
Criterios de diseño
1) Corte – Falla por corte a lo
largo
del
contacto
roca/concreto, a lo largo
del macizo rocoso, o a lo
largo de discontinuidades
adversamente orientadas.
El esfuerzo de corte total admisible de la roca de acuerdo, por
ejemplo, al criterio de falla de Hoek-Brown. El esfuerzo de corte
admisible del concreto de acuerdo al ACI (American Concrete
Institute), al CSA (Canadian Standard Association) o el equivalente
aprobado por normas peruanas.
F.S. > 3.0 condiciones normales
F.S. > 1.5 condiciones sísmicas y para presiones hidrostáticas de
lodo/ relaves (con gravedad específica igual a 2)
F.S. > 1.1 para condiciones de huayco (dinámicas) (impacto directo)
2) Falla por flexión de viga
gruesa
Esfuerzo a la tracción admisible del concreto de acuerdo con el
código ACI.
F.S. > 3.0 condiciones normales
F.S. > 1.5 condiciones sísmicas
3) Levante hidráulico de la
roca que rodea al tapón.
F.S. > 1.3 condiciones normales (análisis de esfuerzos totales)
4) Gradiente Hidráulico y
Fugas (o una excesiva
filtración) alrededor del
tapón para evitar erosión
de las paredes del túnel.
a) Máximo gradiente hidráulico sobre la base de métodos empíricos
de diseño (como se muestra en la Tabla 2-1).
F.S. > 1.1 condiciones sísmicas (análisis de esfuerzos totales)
b) Para condiciones estáticas, un factor de seguridad mínimo de 2.5
deberá usarse para asegurar el gradiente de presión a través del
tapón, usando el enfoque sudafricano (es decir, Garrett &
Campbell-Pitt, 1958 y 1961).
c) Para condiciones de huayco (dinámicas), se deberá adoptar un
factor de seguridad de 1.5.
Adicionalmente, para los tapones construidos para retener drenaje
ácido de roca, se deberán revisar los siguientes Criterios de
“ejecución”:
d) Reducir la conductividad hidráulica del contacto y del macizo
rocoso que circunda al tapón a por lo menos 10-7 m/s con
inyecciones (si fuera necesario).
e) Limitar la filtración a ocasionales goteos en el tapón y menos de
0.5 L/s medidos 20 m aguas abajo del tapón.
5) Desintegración
del
concreto a largo plazo
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> 30 MPa resistencia a la compresión.
La mezcla de concreto será diseñada de acuerdo con los mejores
estándares de resistencia al ataque por ácido, ataque por sulfatos y a
la reacción álcali agregado.
17
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Proponente
2.7
PLANOS Y ESPECIFICACIONES TÉCNICAS DE CONSTRUCCIÓN
2.7.1
Control de Calidad de la Construcción
Se debe ejercer un control de calidad durante la construcción del tapón, que incluya
control sobre la calidad del concreto, las tasas de vertidos y vibración y todas las
actividades de llenado y pruebas de agua para asegurar que se cumplan todos los
requisitos de diseño mencionados anteriormente.
Antes de iniciar la construcción del tapón, el proponente deberá enviar las
características técnicas de todo el material de concreto y las mezclas de concreto, así
como los detalles de los encofrados, los procedimientos de vertidos de concreto y el
equipo que será usado para la dosificación, mezcla y transporte del concreto, como se
describe en la Sección C1.1.1 (Anexo C). Las especificaciones técnicas deben
también referirse a las juntas y la secuencia de construcción cuando se instalen
tuberías de acero y/o puertas de sello del tapón empotradas dentro del tapón.
Las especificaciones técnicas de los materiales del concreto (cemento, agregados y la
mezcla de agua y los aditivos) deberán seguir estándares internacionales conocidos,
según la lista de las Secciones C1.2 y C1.2.1 (Anexo C) o los estándares peruanos
aprobados por la DGAA.
El ingeniero residente (i.e., el representante del contratista, según se describe en la
Sección C.1) debe tener experiencia en las operaciones de concreto e inyecciones y
ser capaz de detectar cuándo será necesario efectuar variaciones a procedimientos
específicos, o cuándo se requerirá prestar especial atención a:
(1)
Inspección de la preparación del área de colocación respecto a las
condiciones del macizo rocoso y del agua subterránea, identificando cualquier
falla importante o zona de corte que cruce el lugar planeado para el tapón (ver
la Sección C2.2). Un ingeniero o un geólogo calificado deberá confirmar la
aceptabilidad;
(2)
Encofrados y Refuerzo – Un ingeniero calificado en métodos de construcción
deberá examinar y confirmar el trabajo de formación y refuerzo antes de
empezar el vertido del concreto (ver la Sección C2.4);
(3)
La fabricación del concreto;
(4)
Ensayos del material (Sección C6);
(5)
Selección del equipo de construcción; y
(6)
Inyecciones – calidad de la mezcla y presiones aplicables. (Sección C4)
El Superintendente debe tener:
•
Una comprensión integral del diseño y de los estándares usados en la formulación de
las especificaciones técnicas del tapón. Por lo general, el diseño y la construcción de
tapones debe cumplir los siguientes estándares: Canadian Standards Association,
American Society for Testing and Materials (ASTM) Standards, American Concrete
Institute (ACI) Standards o cualquier estándar peruano aprobado por el Ministerio (ver
la lista en el Anexo C).
•
La responsabilidad de la coordinación técnica entre los equipos de diseño y
construcción.
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18
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Guía para el
Proponente
•
La responsabilidad del manejo del personal de construcción para asegurar que el tapón
que se construya finalmente cumpla con los objetivos y especificaciones del diseño.
•
La responsabilidad de organizar y mantener un registro de los elementos de concreto
vertido indicando fecha, lugar de vertido, cantidad, temperaturas del aire y muestras
Una vez terminada la construcción del tapón (incluyendo las inyecciones), un ingeniero
calificado designado (ver la definición en la Sección C1.1) deberá enviar un plano a
una escala apropiada de los trabajos tal como han sido ejecutados (as built),
acompañado de una carta declarando que fue construido de acuerdo con el diseño de
ingeniería previamente aceptado, y/o indicando en dónde fue necesario introducir
modificaciones o cambios de acuerdo a las condiciones de campo, lo que deberá estar
completamente documentado.
2.7.2
Inyecciones
El proponente deberá enviar las características técnicas completas y describir todos
los trabajos propuesto de mortero de inyecciones, que considere necesario para
minimizar la cantidad de fugas de la interfaz concreto/ roca. Las especificaciones
técnicas deberán incluir (ver también la Sección C4, Anexo C):
•
Inyección de contacto en los agujeros (para los vacíos en la zona de contacto, i.e.,,
entre el concreto y la roca) – usada para prevenir fugas a través de cualquier
separación por retracción; y
•
Inyección de cortina (o consolidación) en los agujeros – usada para asegurar que las
discontinuidades de la roca se llenen y sellen adecuadamente para reducir la
permeabilidad del macizo rocoso en la zona inmediatamente alrededor del tapón.
Para cada uno de los agujeros de inyección dispuesto, los planos o especificaciones
técnicas deberán definir:
•
El número de agujeros, espaciado y profundidad de los agujeros;
•
La proporción de mezcla, presiones y secuencias de inyección, como especifica el
ingeniero calificado del proponente que preparó el diseño.; y
•
El aseguramiento de calidad / control de calidad (QA/QC) propuesto para el programa
de inyección.
2.8
ALGUNAS CONSIDERACIONES PARA EL DISEÑO DEL CONCRETO
CONTRA EL ATAQUE QUÍMICO
En la Norma ACI 318 Capitulo 4 se indican las consideraciones a tomar en cuenta
cuando se trata de un ataque químico o algún otro tipo de exposición al concreto ya
dispuesto en obra. En este caso la resistencia pasa a ser un requisito secundario y el
diseño por durabilidad se convierte en el principal objetivo.
Para ataques químicos existen diferentes consideraciones al respecto, dependiendo
del grado de agresividad química del medio. Primero se deben analizar las
condiciones del entorno y definir qué tipo de sales serán las que atacarán al concreto.
Estas serían las condiciones permanentes para el diseño.
Los factores que afectan la durabilidad del concreto son aquellos que producen el
deterioro del mismo. Estos factores se clasifican en 5 grupos:
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19
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Guía para el
Proponente
•
Congelamiento/Descongelamiento
•
Ambiente químicamente agresivo
•
Abrasión
•
Corrosión de metales en el concreto
•
Reacciones químicas en los agregados.
Asimismo, a continuación en las Tablas 2-3, 2-4 y 2-5 se muestran los requisitos de
durabilidad establecidos en el Código ACI para concretos expuestos a cargas
ambientales o ataques químicos externos o internos. Cabe señalar que el
cumplimiento de estos requisitos, sumados a un proceso constructivo adecuado,
garantizan la vida útil proyectada de la estructura.
En el diseño del concreto para el tapón se debe de reportar lo siguiente:
•
Tipo y cantidad de sales agresivas a la que estará expuesta el concreto.
•
pH de las aguas o sustancias que estarán en contacto con el concreto.
•
Condiciones climáticas y ciclos climáticos.
•
Examen completo de los insumos con los cuales se harán las mezclas: agua,
agregados y aditivos.
•
Carga estructural o hidráulica requerida.
Tabla 2-3
Requisitos para Concretos Expuestos a Sulfatos
Tipos de
Exposición a
Sulfatos
Relación
Tipo de
Agua/Cemento
Cemento
Recomendada
Recomendado
(concreto
normal)
Sulfatos (SO4)
Solubles en
Agua
Presentes en
el Suelo (%)
Sulfatos (SO4)
en Agua
0 a 0.10
0 a 150
_
_
_
0.50
280
Despreciable
f’c mínimo
(kg/cm2)
Moderada
0.10 a 0.20
150 a 1,500
II, IP(MS)
IS(MS)
IPM(MS)
I(SM)(MS)
Severa
0.20 a 2.00
1,500 a 10,000
V
0.45
315
>2.00
>10,000
V + Puzolana
0.45
315
Muy severa
Fuente: ACI 318-05.
Tabla 2-4
Contenido Máximo de Ión Cloruro para Prevenir la Corrosión
Contenido Máximo de Ion Cloruro en
Concreto (% en peso de cemento)
Tipo de Elemento
Concreto pretensado
Concreto armado expuesto a cloruros
Concreto armado protegido de la humedad
Otros tipos de concreto
0.06
0.15
1.00
0.30
Fuente: ACI 318-05.
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20
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Proponente
Tabla 2-5
Relaciones Agua/Cemento Máximas para Condiciones Especiales
de Exposición
Condición de Exposición
Relación
Agua/Cemento
Máxima
(Concreto Normal)
f’c Mínimo en
Concreto Normal y
Ligero (kg/cm2)
0.50
280
0.45
315
0.40
350
Concreto con baja permeabilidad al agua
Concreto expuesto al hielo y deshielo en
condición húmeda.
Para prevenir corrosión en concreto
expuesto a sales para disolver hielo.
Fuente: ACI – 318-05.
A continuación se describe brevemente cada uno de los puntos anteriormente citados:
(1)
En el caso de alta agresividad química por sulfatos se recomienda utilizar
cemento puzolánico con relación a/c máxima de 0.45 (31.5 MPa),
generalmente la relación a/c es la mas conservadora (resistencia mayor). Se
debe adicionalmente utilizar puzolana (e.g., cenizas) con cemento Tipo V.
Si el problema es del tipo corrosivo, se debe tomar en cuenta lo indicado en
las Tablas 2-4 y 2-5, para el diseño del concreto.
(2)
Si existe la posibilidad de la generación de aguas ácidas muy agresivas (bajo
pH), la recomendación es diseñar concretos con relación a/c menor a 0.35
(equivale a más de 50 MPa) y utilizando 10% de micro sílice en base
cemento. Cabe señalar que en este caso se debe utilizar aditivos reductores
de agua de alto rango para lograr bajar la cantidad de agua necesaria para la
consistencia requerida.
(3)
Para diseños de concreto con exposición a ciclos climáticos marcados o
drásticos (bastante frió en la noche y calor al medio día), se recomienda la
inclusión de aditivos incorporadores de aire a fin de evitar el fisuramiento por
expansión del agua de los poros capilares.
El Código ACI 318 (ver ACI 211, pag 8) recomienda un contenido adecuado
en base al grado de agresividad y tamaño del agregado, la relación a/c
máxima según la Tabla 2-5 es de 0.45.
Hay consideraciones adicionales encaminadas a la preparación y colocación
del concreto en obra, por ejemplo:
o
o
o
Para utilizar agua caliente en la mezcla, se debe de proteger los agregados en la
noche contra la helada cubriéndolos con plásticos,
Utilizar cemento fresco, todo esto con el fin de que la temperatura del concreto
este por encima de los 10 C (mínima según el ACI).
Luego de colocado el concreto debe protegerse con elementos aislantes para que
no pierda calor (crear condición adiabática), hasta que alcance los 3.5 MPa que
puede lograrse, dependiendo del diseño de 24 a 48 horas. Por otro lado los
vaciados deben ser programados al medio día preferentemente o a alguna hora
del día donde se dé esta situación. El ACI 306 se refiere a climas fríos y puede
revisarse este documento para mayores detalles.
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21
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Proponente
(5)
Si se trata de concretos con relaciones a/c menor a 0.5, se llaman de baja
permeabilidad. Mientras menor sea la relación a/c, menor será la permeabilidad
y mas duradero será el concreto. Existen métodos para medir la permeabilidad
del concreto, uno de ellos es utilizando el Permeabilímetro Torrent, equipo
sencillo que puede ser utilizado en laboratorio y campo. Las características
mecánicas, por ejemplo resistencia a la compresión, depende básicamente de la
relación a/c, del tipo de cemento y de los agregados utilizados y principalmente
la solicitación de resistencia de diseño.
Para demás especificaciones y diseño de concreto para tapones en diferentes
condiciones se puede consultar la norma ACI 318 entre otras.
2.9
MONITOREO
El proponente deberá enviar un programa de monitoreo que garantice la seguridad de
los trabajadores y de la mina. Este plan deberá tratar:
(1)
La recopilación de la información de línea base necesaria antes de la
construcción del tapón;
(2)
El monitoreo de las presiones del agua, aguas arriba del tapón;
(3)
Los parámetros que se recogerán y la frecuencia de las lecturas;
(4)
Los procedimientos acordados con el MEM que se seguirán antes de
comenzar la construcción del tapón;
(5)
El monitoreo podría implicar, por ejemplo:
o
o
o
o
o
La instalación de piezómetros de cuerda vibrante y manómetros para evaluar las
presiones de descarga que actúan sobre el;
La instalación de termocuplas en el concreto para monitorear las temperaturas de
curado para reducir las posibilidades de que el concreto se fisure por choque
térmico;
La instalación de vertederos en V o correntómetros en línea para monitorear la
filtración en la cara aguas abajo del tapón;
La instalación de medidores de convergencia para monitorear cualquier
movimiento en el suelo entre el piso y el techo en las proximidades de las
estructuras de retención, así como la deflexión estructural de las paredes de
retención; y
La instalación de platos de deflexión de pared o pares de pernos inyectados
rellenos con resina dentro de las paredes para evaluar los movimientos en el
macizo rocoso o el tapón.
(6)
El proponente deberá enviar al MEM por lo menos una vez al año informes de
monitoreo por un número específico de años, según un programa que será
acordado con el MEM.
(7)
La instrumentación geotécnica en los tapones podría constar de varios
componentes dependiendo la condición de solicitación de esfuerzos alrededor
del tapón y en la interfase con el macizo rocoso.
Un plan de instrumentación geotécnica mínima puede constar de lo indicado en la
Figura 2-2, donde se observa el uso de celdas de carga de cuerda vibrante o
celdas de esfuerzos totales, ambos dispositivos son usados para medir esfuerzos
alrededor del tapón para registrar posibles desplazamientos y/o deformaciones.
República del Perú
22
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Guía para el
Proponente
2.10
EJEMPLOS DEL DISEÑO DE TAPONES
En los Anexos D y E se presentan ejemplos de diseño para Tapones Indentados y de
Lados Paralelos, respectivamente. Estos ejemplos se ofrecen solamente con propósitos
de referencia general y el proponente no está obligado a seguirlos como norma tal como
se presentan. El proponente deberá remitirse a la Sección 2.12 que ofrece referencias
adicionales que lo podrán ayudar en la preparación del diseño de los tapones.
Para la verificación de la envergadura del tapón, el diseño de los tapones
interactuando con el macizo rocoso se puede simular a través de la definición de los
parámetros de resistencia y deformabilidad de todos los materiales involucrados en la
geometría dispuesta. Posteriormente, se puede constituir el modelo en algoritmos ya
introducidos en programas comerciales especializados como los siguientes:
•
Método de elementos finitos (PLAXIS)
•
Método de diferencias finitas (FLAC)
•
Método de elementos distintos (UDEC)
•
Método hibrido (PHASES)
Figura 2-2
Esquema de Instrumentación en Tapones
Debe de tomarse en cuenta las ventajas y desventajas de cada método, además el
usuario debe ser un ingeniero especialista conocedor del método a usar.
República del Perú
23
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Guía para el
Evaluador
3.
GUÍA PARA EL EVALUADOR
La información proporcionada en esta sección está dirigida principalmente a los
evaluadores del MEM, para fines de evaluar los documentos presentados por los
proponentes respecto al diseño y la construcción de tapones de concreto para
aplicaciones en cierre de minas.
Las directrices de Einarson & Abel (1990) son de utilidad para verificar que cualquier
tapón de concreto que esté diseñado para contener agua, relaves o agua de drenaje
ácido de mina cumplan con los criterios adecuados, a saber, los que se indican a
continuación:
•
Tener una longitud suficiente para evitar fallas por corte en el concreto y/o en la roca.
Esto quiere decir que la resistencia al corte del concreto y de la roca deben superar el
esfuerzo de corte bajo las condiciones de máxima presión;
•
Tener una longitud suficiente para reducir al mínimo las filtraciones a lo largo del
contacto o la interfaz concreto/roca;
•
Tener un espesor suficiente para evitar la falla por tracción del lado aguas abajo o bien
contener suficiente refuerzo a la tracción para soportar la tensión por tracción. La
tensión de flexión por tracción que puede desarrollarse en el lado aguas abajo del
tapón debe mantenerse por debajo de los límites permisibles establecidos por
American Concrete Institute (ACI) o Canadian Standard Association (CSA) para el
concreto puro o debe añadirse un refuerzo de acero para la tracción cerca del lado
aguas abajo. No se recomienda el uso de acero de refuerzo para los tapones
permanentes.
•
Estar instalado a una profundidad suficiente para evitar una fractura hidráulica en la
formación y, por ende, la pérdida de agua o drenaje ácido a través del sistema de
juntas.
•
Ser suficientemente resistente a los ácidos para durar todo el período de vida útil
requerido para el tapón; y
•
Tener suficiente durabilidad para resistir la degradación debido a cualquier filtración a
través del tapón que podría causar corrosión o reacciones químicas debido al drenaje
ácido de la mina (AMD) durante la vida útil del tapón. La durabilidad del diseño del
tapón deberá ser tal que cualquier tubo instalado a través del tapón tenga suficiente
espesor para brindar la vida útil mínima requerida considerando las velocidades de
corrosión previstas.
Existen tres métodos principales para diseñar los tapones que se necesitan para
soportar presiones de agua elevadas (es decir, >> 100 kPa o 10 m de agua):
•
Lozas enclavadas en la roca (indentadas),
•
Tapones de lados paralelos (sin indentado), y/o
•
Tapones de cuña.
La forma cónica de un tapón de cuña tiene la ventaja de generar fuerzas de
compresión desde el tapón hasta la roca adyacente lo que ayuda a cerrar las fracturas
y mejorar la resistencia al corte. El diseño de los tapones en cuña debe seguir un
procedimiento similar al presentado para los tapones de lados paralelos. Sin embargo,
debido a sus posibles formas complejas (véase la Figura 2-1d), normalmente se usan
métodos de modelamiento numérico para verificar las dimensiones del tapón. Cabe
notar que, por lo general, no es necesario realizar una excavación adicional para crear
ganchos o cuñas con el fin de obtener más capacidad de soporte de carga para un
tapón. En la mayoría de los casos, la gradiente de presión y la filtración prevista en las
República del Perú
25
Ministerio de Energía y Minas
Guía para el
Evaluador
inmediaciones de los tapones tienden a ser el factor controlador para establecer la
longitud de estas estructuras.
Cada tipo de tapón tiene sus propias ventajas y desventajas, según se indica a
continuación:
•
Por lo general, los tapones indentados pueden ser más cortos (e.g., típicamente ¼ de
la longitud del mismo tapón de lados paralelos para obtener la misma resistencia al
corte) y usar menos concreto que un tapón de lados paralelos. No obstante, los
tapones más cortos tiene gradientes hidráulicas más altas tanto a lo largo de la
interfase concreto/roca como a través del macizo rocoso mismo. Para una interfase
dada y una permeabilidad dada del macizo rocoso, esto aumentará la posibilidad de
fuga.
•
Los tapones indentados incluyen refuerzo de acero y por lo tanto requieren diseños
más complejos, pueden demorarse más en construir y necesitan un nivel mayor de
supervisión de construcción.
•
Excavar el indentado puede ser problemático y emplear mucho tiempo.
•
Los tapones de lados paralelos pueden construirse en aberturas existentes hechas
mediante voladura y típicamente no requieren excavación adicional. A veces
deliberadamente se evita hacer excavaciones adicionales ya que éstas aumentan el
área del tapón que queda expuesta a la presión de agua, lo que tiene como resultado
la transmisión de fuerzas mayores al macizo rocoso adyacente.
•
Los tapones de lados paralelos no requieren voladura local que pueda crear cambios
transitorios en la situación de tensión alrededor de áreas sobretensionadas, tales como
en el área del pilar del pique o en los alrededores.
•
Los tapones indentados o de lados paralelos dependen de la transmisión de cargas
desde el tapón hasta la roca por soporte directo o por corte y compresión,
respectivamente.
•
Por lo general, los tapones indentados alcanzan hasta un cuarto de la longitud del
mismo tapón de lados paralelos para lograr la misma resistencia al corte mientas que
los tapones de cuña típicamente tienen tres cuartas partes de la longitud del tapón
paralelo equivalente.
3.1
EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD
La presente sección complementa la información brindada en la Sección 2.5. Para un
mejor entendimiento y facilidad de uso de este documento, se reproducen los
principales tipos de inestabilidad referidos en la Sección 2.5.
(1)
La evaluación de la estabilidad de la geometría del tapón en el lugar
seleccionado deberá ser llevada a cabo por un Ingeniero Profesional
aplicando enfoques reconocidos en la industria para abordar cuando mínimo
los cinco posibles tipos principales de inestabilidad, a saber:
(ii)
Falla por corte – definida como la falla por corte a través del concreto, a lo
largo del contacto roca / concreto o a través del macizo rocoso;
(iii)
Falla por flexión de viga gruesa – por lo general ocurre sólo como falla limitada
a través del material del tapón mismo;
(iv)
Falla debido a filtración excesiva – por lo general, como resultado de la
ausencia de un contacto de interface, principalmente debido a efectos de
erosión bajo una gradiente hidráulica demasiado alta existente a lo largo del
eje del tapón;
República del Perú
26
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Guía para el
Evaluador
(v)
Falla por levantamiento hidráulica (levantamiento) - que se presente a lo largo
de la interface roca / concreto del tapón o en discontinuidades discretas en la
roca que rodea el tapón, y/o que irrumpe a la superficie en lugares en los que
las cavidades de roca son insuficientes para la presión de diseño aplicada; y/o
(vi)
Falla debido a desintegración química / física a largo plazo del concreto del
tapón, de la lechada de cemento, o de las hendiduras o inclusiones en la roca
adyacente.
Cabe apreciar que en cualquier documento presentado para justificar las dimensiones
de tapones permanentes debe valorarse el balance entre alcanzar una longitud
apropiada para la estabilidad estructural del tapón [lo que usualmente es controlado
por los efectos mecánicos de corte y la liberación de discontinuidades – de
conformidad con los puntos i) y ii)] frente a la longitud necesaria para alcanzar la
mínima filtración aceptable [lo que dependerá de los estimados de pérdida de agua en
la medida en que se relacionan con limitaciones ambientales potenciales, tales como
controlar la calidad de agua de efluentes en el punto de descarga aguas abajo del
tapón – de conformidad con el punto iii)].
Además, en el caso de tapones construidos cerca al portal de una mina, por ejemplo,
el proponente debe estar consciente de que los controles necesarios para alcanzar
factores aceptables de seguridad contra la fractura hidráulica a lo largo de la periferia
del tubo (Punto 1iv)) tenderían a ser un criterio más exigente para definir la longitud del
tapón que los controles de estabilidad previos. En tales casos, el posicionamiento del
tapón y la competencia del macizo rocoso adyacente se convertirán en la principal
limitación para el dimensionamiento del tapón, de tal modo que los criterios tanto para
minimizar las gradientes hidráulicas máximas (que tenderán a definir la longitud del
tapón) como para alcanzar una resistencia al corte aceptable serán fáciles de cumplir.
Entonces, los requerimientos de filtraciones (desde una perspectiva ambiental)
dictarán la necesidad y la norma precisa para cualquier inyección de
consolidación/contacto que se requiera alrededor del tapón.
En los siguientes párrafos, se discuten cada uno de los principales mecanismos de
instabilidad potencial que requieren ser considerados en el diseño, básicamente lozas
enclavadas en la roca (tapón indentado – Figura 2-1a) y tapones de lados paralelos
(Figura 2-1 (d – g)) y, en menor grado, los tapones de cuña (Figura 2-1c).
3.2
ENFOQUE DEL DISEÑO PARA LOSAS ENCLAVADAS EN LA ROCA
(“INDENTADO”)
En varias regiones de Canadá y en Estados Unidos, la práctica del diseño de tapones
ha sido “indentado” o excavar una losa guía en el macizo rocoso en el emplazamiento
del tapón, que extienda efectivamente el tapón de concreto hacia el macizo rocoso
adyacente a la galería o el túnel donde está ubicado (Figura D1, Anexo D y
Figura 2-1a). En el diseño de estos tapones de concreto armado se asume que la losa
guía transmite presiones hidrostáticas sobre el tapón a los lados verticales del
“indentado” mediante soporte directo entre el lecho rocoso y el concreto.
En la mayoría de minas de Canadá, los muros de separación “indentado” han sido
construidos siguiendo directrices estructurales estándares para el diseño de muros de
separación / tapones, tipificadas por códigos tales como “Directrices para el Diseño de
Muros de Separación y Represas para Minas Subterráneas” – Ministerio de Trabajo
de Ontario (Ontario Ministry of Labour 1995). Estas directrices canadienses sólo
República del Perú
27
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Guía para el
Evaluador
enfocan el tipo de inestabilidad por corte, (e.g., la Sección 2.5 (1) (j)), lo que quiere
decir que los tapones de indentado normalmente no son modelos adecuados para
tapones diseñados para contener el drenaje de líquidos ácidos de minas (por ejemplo,
cuando la gradiente hidráulica y las filtraciones se convierten en los parámetros
dominantes para la longitud del tapón.)
En el Anexo D, se presenta un ejemplo del diseño de tapones “indentado”. Además,
se incluye información sobre los procedimientos para diseñar el acero para refuerzo
del concreto en el lado aguas abajo del tapón a fin de evitar fallas por flexión.
Las directrices canadienses fueron preparadas para agua con un peso unitario de γw =
1,000 kg/m3. Hay que tener cuidado al tomar en cuenta la retención de otros líquidos
de alta densidad, incluyendo el lodo.
La capacidad de carga del macizo rocoso en el que se ancla el indentado debe ser
mayor que las cargas a las que está sujeta. Por lo tanto, resulta muy importante, en el
caso de tapones indentados excavados en roca con diaclasas o fracturas, realizar un
mapeo cuidadoso del macizo rocoso (i.e., el espaciado, la orientación y el tamaño de
abertura de las discontinuidades) con la finalidad de evaluar el impacto potencial de
tales discontinuidades sobre la capacidad de soporte.
Debe ponerse especial cuidado en la ubicación de los tapones en las mejores
condiciones de terreno y de inyectar al macizo rocoso alrededor del tapón, ya que los
tapones indentados son más susceptibles de presentar filtraciones (debido a sus
longitudes menores).
Por lo general, no se recomienda el uso los tapones indentados para servicios
prolongados (i.e., más de 25 años), salvo que sean monitoreados con regularidad
respecto a filtraciones y deterioro del concreto.
3.3
DISEÑO DE TAPONES DE LADOS PARALELOS
Por tapón de lados paralelos comúnmente se entiende un diseño de tapón “sin
indentado”. Pueden ser tapones monolíticos o huecos según se describe en la Figura
2-1 (d y f). Este tipo de tapón se ha usado en el Perú, Estados Unidos, Sudáfrica y
Canadá. Las directrices de diseño para este tipo de tapón se encuentran, por ejemplo,
en “USBM Circular Informativa 9020, - Diseño de Muros de Separación para Controlar
Agua en Minas Subterráneas”. Por ejemplo, en la mina Antamina del Perú se ha
construido una combinación de tapón de lados paralelos de sección monolítica /
hueca.
En el concepto de diseño de tapón de lados paralelos se asume que la carga inducida
por la presión hidrostática sería transmitida del tapón de concreto a la roca como corte
alrededor del perímetro del tapón y a lo largo de toda su longitud (Figura 3-1).
En la Tabla 2-2 (Sección 2.6) se resumen los Factores de Seguridad recomendados a
usarse en el diseño de tapones paralelos.
República del Perú
28
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Evaluador
Figura 3-1
Diagrama Típico de Cargas para el Diseño por Corte
Figura 3-2
Diagrama del Diseño por Corte (según Lang, 1999)
República del Perú
29
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Evaluador
3.3.1
Diseño por Corte
En el caso de tapones paralelos, el enfoque de diseño que el proponente deberá
seguir asume que la carga inducida por la presión hidrostática sería transmitida del
tapón de concreto a la roca como corte y alrededor del perímetro del tapón y en toda
su longitud, según se ilustra en las Figuras 3-1 y 3-2.
En consecuencia, la longitud de un tapón debe diseñarse para (i) ser suficiente para
mantener el esfuerzo de corte desarrollado en el concreto del tapón debajo de los
límites ACI y (ii) ser suficiente para mantener el esfuerzo de corte en la roca adyacente
muy por debajo de la resistencia al corte. Como resultado de ello, la falla por corte
debería evaluarse en el concreto, en el contacto roca/concreto y a través del macizo
rocoso.
Verificación de la Resistencia al Corte del Concreto
El esfuerzo al corte permisible para el concreto no armado está indicada por ACI
(1972) como:
f ' s = 2 f 'c
donde:
(3.1)
fs′ = resistencia al corte del concreto (psi) y
fc′ = resistencia a la compresión del concreto (psi)
o
f ' s = 166.1
donde:
f 'c
(3.2)
fc′ está indicado en MPa y fs′ en kPa
Para resistencias a la compresión de concreto de 25 MPa y 30 MPa, que son típicas
del tipo de concreto que debería usarse en un tapón, el esfuerzo de corte permisible
del concreto no deberían exceder de 830 kPa y 910 kPa, respectivamente.
Cabe notar que el esfuerzo al corte permisible para el concreto, indicado en las
ecuaciones (3.1) y (3.2), ya incorpora un factor de seguridad de 3. Como resultado de
ello, no es necesario aplicar factores de seguridad adicionales al verificar el potencial
de corte a través del concreto usando el valor estimado de la ecuación 3.1 o la
ecuación 3.2.
Verificación de la Resistencia al Corte del Macizo rocoso
En la Sección 2.4.2 se ha abordado el enfoque recomendado para obtener la resistencia
al corte del macizo rocoso en el lugar del tapón, por lo cual no se repetirá aquí.
No obstante, cabe observar que si el esfuerzo al corte permisible en el concreto es
menor que aquel de la roca, la falla por corte es controlada por el esfuerzo al corte
permisible del concreto y no el de la roca.
República del Perú
30
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Evaluador
Enfoque Sudafricano Empleado para el Diseño por Corte
Comúnmente se usa el enfoque sudafricano para el diseño por corte para evaluar la
estabilidad del tapón. En el enfoque sudafricano (e.g., Garrettt & Campbell-Pitt, 1961)
o en las directrices de USBM # 9020 (Chekan, 1985) se asume que, o bien a) las
cargas de presión hidrostática sobre el tapón materia de diseño son resistidas por el
corte alrededor del perímetro (punzonado), o bien b) son resistidas por soporte directo
sobre los diferentes planos inclinados de la roca alrededor del perímetro del tapón.
Dicho de otro modo, el diseño se basa en la resistencia al corte (fs) de la roca o del
concreto, la que resulte menor, y en la resistencia a la compresión (fc') también del
concreto o de la roca, la que resulte menor.
Hay que observar que estos criterios fueron desarrollados para las minas auríferas
profundas de Sudáfrica en las que predominan rocas sólidas con pocas
discontinuidades naturales. Debe tenerse cuidado al usar estos criterios para evaluar
los tapones que puedan colocarse en esquisto o rocas “blandas” por ejemplo. Para
este tipo de rocas, la clasificación y el estimado de la resistencia al corte del macizo
rocoso pueden no ser directamente aplicables, siendo esencial realizar ensayos
específicos in situ y un modelamiento numérico.
3.3.2
Longitud del Tapón en base a la Resistencia al Corte en la Interfase
Concreto/Roca
La industria minera sudafricana tradicionalmente ha diseñado tapones en base a la
resistencia al corte en la interfase roca/concreto. Típicamente, la longitud del diseño
de un tapón se calcula tomando por base la siguiente fórmula desarrollada por Garrett
& Campbell-Pitt (1961).
L=
donde:
Pf
H
ρ
g
A
Pe
=
=
=
=
=
=
Pf A
(3.3)
Pe f 's
presión del líquido aplicada (Pa); Pf = ρ g H
carga hidráulica del líquido sobre el tapón (m)
3
densidad del líquido (kg/m )
constante gravitacional (9.81 m/s2)
Área del lado aguas arriba del tapón
Perímetro transversal del tapón
En el caso de una sección rectangular
A = w h;
w
h
y
Pe = 2 (w + h)
= ancho del túnel o del tapón (m)
= altura del túnel o del tapón (m)
En el caso de una sección circular del radio r
A = π r2;
L
y
Pe = 2 π r
= Longitud del tapón (m)
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= Esfuerzo de corte permisible de la roca o del concreto en la interface, la que
resulte menor (Pa)
f's
La presión aplicada toma en cuenta la densidad del líquido, siendo 1,000 kg/m3 para el
agua y 2,000 kg/m3 para el lodo típico. Naturalmente, si la densidad ya está
expresada como kN/m3, no es necesario multiplicar la densidad por la constante de
gravedad. En el caso de impactos potenciales de huaycos, tal como se versará en la
Sección 3.5.3, la presión aplicada puede ser hasta 4 veces la presión hidrostática.
En la Tabla 2-1, se muestra que siempre y cuando el macizo rocoso sea de buena
calidad (i.e., RMR > 60), el esfuerzo de corte permisible se regirá por la resistencia del
concreto. Dicho de otro modo, si la resistencia al corte permisible del concreto es
menor que la resistencia de la roca, la falla por corte será controlada por el esfuerzo
de corte permisible que se desarrollará dentro del concreto.
Las ecuaciones (3.1) y (3.2) brindan un estimado del esfuerzo de corte máximo
permisible para el concreto. En el caso de un concreto con una resistencia a la
compresión de 25 MPa, el esfuerzo de corte permisible, fs′, es 830 kPa (ACI, 1972).
Sin embargo, la experiencia sudafricana sugiere fs′ = 590 kPa para tapones no
inyectados o 839 kPa en el caso de tapones inyectados a presión en la interfase
concreto/roca (Chekan, 1985) donde un contacto positivo entre el concreto y la roca
adyacente está garantizado por el inyectado ulterior.
Auld (1983) ha criticado directamente el uso de estos valores aplicados en Sudáfrica
sin verificaciones de campo o datos de ensayos en laboratorio. Auld afirma que los
estimados sudafricanos deberían aplicarse solamente como “regla general” ya que no
se relacionan “específicamente con la resistencia del concreto o de la roca” ni toman
en cuenta la “condición efectiva de la roca”. Este autor considera que los valores
sudafricanos (Chekan, 1985) pueden ser “no realistas”, sobre todo con respecto a las
resistencias incrementadas del concreto que actualmente se alcanzan en la
construcción subterránea debido una mejora en la funcionalidad y los procedimientos
de control de calidad adoptados conjuntamente con mejores técnicas de dosificación,
transporte y vaciado.” Por el contrario, Auld (1983) recomienda utilizar los valores
presentados en la Tabla 2-3.
Tabla 3-1
Recomendaciones de Auld (1983) para Valores de Tensión por
Corte (en base a Normas Británicas)
Tipo de tensión
25
Grado
de resistencia
30
f cu, MPa) 35
40
45
50
55
f cu/2.73
ρb
(MPa)
0.75f cu/2.73
Interfase
concretointerface
roca*,
ρbc (=3.75ρpe)
(MPa)
0.75f cu/4
9.16
10.99
12.82
14.65
16.48
18.32
20.15
6.87
8.24
9.62
10.99
12.36
13.74
15.11
4.69
5.63
6.56
7.5
8.44
9.48
10.31
Flexión por
Compresión
Compresión
directa
Resistencia
al corte de
la viga
(MPa)
0.75f cu/50) +
+0.27
Max.=0.90
0.77
0.87
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
Resistencia
al corte de la
viga
(Manning, 1961)
0.1ρc (=3.75ρpe)
(MPa)
(Manning, 1961)
ρp(=0.2ρc)
(MPa)
0.92
1.10
1.28
1.47
1.65
1.83
2.02
1.84
2.20
2.56
2.94
3.30
3.66
4.04
Resistencia al
corte
* Basándose que FS = 4.
† British Standards Institution (1969.)
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Interfase
roca –
concreto
shear*, ρpe
(MPa)
0.75f cu/4
1.25
1.50
1.75
2.00
2.25
2.50
2.75
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Evaluador
Ejemplo:
Aplicando el enfoque sudafricano, a continuación se presenta un cálculo ilustrativo de
un tapón típico en un túnel de 4 m x 5 m de ancho con una carga hidráulica de 250 m
de agua.
Para determinar la longitud de tapón que se necesita para resistir la falla por corte,
deben seguirse los siguientes pasos:
(i) Evaluar el esfuerzo al corte permisible (a lo largo o a través de las discontinuidades)
del macizo rocoso = 1500 kPa. (ii) Asumir que el esfuerzo al corte permisible para la
falla a través del concreto = 839 kPa (en base a las directrices SA), asumiendo el
inyectado en la interfase de concreto / roca. (iii) H =4 m y w = 5 m.
Debido a que el esfuerzo al corte permisible que el concreto puede asumir es menor
que la del macizo rocoso, la falla por corte será controlada por la resistencia del
concreto. Al resolver la Ecuación 3.3 para L se obtiene:
L=
(1000)(9.81)(250)(5)(4)
= 3.25m
(839000 Pa)(2)(5 + 4)
Nota: la presión hidráulica es la presión media que actúa sobre todo el lado del tapón.
Usando la Tabla 2-3 y considerando una resistencia a la compresión de 30 MPa para
el concreto, entonces el esfuerzo al corte permisible variaría de 870 kPa a 1100 kPa.
Al asumirse el promedio de estos dos valores, se obtiene el esfuerzo al corte
permisible de 980 kPa y una longitud de tapón de aprox. 2.80 m.
Longitud del Tapón en base a la Resistencia de Soporte del concreto o de la roca
en la interface
Garrett & Campbell-Pitt (1961) propusieron una fórmula alternativa para el diseño de
un tapón en base al soporte directo en vez del corte en la interfase:
L=
2 Pf A
(3.4)
Pe f c
donde:
Pf
A
Pe
= presión del líquido aplicada (Pa o kPa)
= Área del lado aguas arriba del tapón
= Perímetro transversal del tapón
Para una sección rectangular
A = w h;
w
h
y
Pe = 2 (w + h)
= ancho del túnel o tapón (m)
= altura del túnel o tapón (m)
Para una sección circular del radio r
A = π r2;
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y
Pe = 2 π r
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L
fc
= longitud del tapón (m)
= Resistencia (de soporte) a la presión permisible de la roca o del concreto en la
interfase
= 3.75 fs, es decir, 3.75 veces el esfuerzo al corte permisible desarrollada en la
roca o el concreto en la interfase (en Pa o kPa)
Típicamente, el uso de la fórmula que antecede tiene como resultado longitudes de
tapón considerablemente más cortas en comparación con las diseñadas en base a la
evaluación de la resistencia al corte del concreto o de la roca en la interfase (i.e., es
menos conservador que el enfoque del esfuerzo al corte permisible).
En el caso de un tapón de cuña (con sección rectangular), la longitud del tapón (según
Auld, 1983) puede estimarse como (Figura 3-2):
L=
(w
Pf wmax hmax
prom
(3.5)
+ hprom ) f c (1 + tan β )
donde:
Pf
wavg,wmax
havg, hmax
β
L
fc
Figura 3-3
3.3.3
=
=
=
=
=
=
presión aplicada
ancho promedio y máximo del túnel o tapón (m)
altura promedio y máxima del túnel o tapón (m)
es el ángulo general de la sección en forma de cuña (véase Figura 3-2)
longitud del tapón
resistencia (soporte) a la tensión permisible de la roca o el concreto en la
interfase
= 3.75 fs, es decir, 3.75 veces el esfuerzo al corte permisible desarrollada en
la roca o el concreto en la interfase.
Evaluación de la Longitud del Tapón de Cuña en Base a la
Resistencia de Soporte del Concreto o de la Roca en la Interfase
(según Auld, 1983)
Diseño por Flexión de Viga Gruesa en Concreto Puro
De conformidad con la norma ACI 318-95 (American Concrete Institute’s –
Requerimientos del Código de Construcción para el Concreto Armado), un tapón se
encuentra dentro de la categoría de viga gruesa cuando la relación ancho/longitud del
tapón ≥ 1.25. Esto quiere decir que si el diseño para el corte tiene como resultado una
longitud de tapón que es menor que aproximadamente la dimensión máxima del túnel,
debe verificarse la resistencia del diseño a la flexión de viga gruesa (Lang, 1999).
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El proceso de diseño para verificar la flexión de viga gruesa se basa en el código para
concreto ACI 318-95 (R92 Sec. 10.7.1). Debido a las dificultades inherentes al
vaciado de concreto en la parte inferior y la corona del túnel, conservadoramente se
asume que la viga es una viga unidireccional que se extiende entre las paredes
laterales (i.e., el tapón soporta la carga en las paredes, pero no la carga del techo al
piso del túnel).
El concepto del diseño es que la longitud de un tapón de concreto no armado debe ser
suficiente para soportar los esfuerzos de flexión por tracción en el lado aguas abajo del
tapón, de conformidad con el esfuerzo de tracción permisible del concreto según el
ACI. Además, los códigos ACI (318-95 y 318-89) indican que se utilice un factor de
reducción de resistencia de 0.65 en el diseño. Asimismo, ACI (1989, Sección 22.5.1)
dispone que la resistencia a la flexión por tracción del diseño (ft) sea:
f t = 5 f 'c
(3.6)
donde:
f'c
= resistencia a la compresión del concreto (psi)
ft
= resistencia a la tracción permisible del concreto (psi)
f t = 415.2
o
f 'c
(3.7)
donde:
f'c se indica en MPa y ft en kPa
Entonces, la longitud requerida del tapón se obtiene a partir de:
L=
6 Mu
b ft
(3.8)
donde:
Mu
w
l
H
ρw
α
b
ft
=
=
=
=
=
=
=
=
momento de flexión del diseño factorizado (kN m); Mu = [(w l2) / 8]/0.65
carga por metro para una viga de 1 m de altura (kN / m), w = (H ρw α) x 9.81 / 1000
ancho del túnel (m)
carga hidrostática del líquido que actúa sobre el tapón (m)
densidad del líquido (kg/m3)
factor de carga = 1.4 (en base a ACI, 1989)
peso unitario de la viga
resistencia a la flexión por tracción permisible del concreto (kPa)
Si la relación ancho/longitud del tapón < 1.25, entonces no se necesitará refuerzo de
acero para resistir los esfuerzos de tracción aplicados en el lado aguas abajo.
3.3.4
Fractura o Levantamiento Hidráulico
Cuando la presión hidráulica que actúa sobre una discontinuidad específica en el
macizo rocoso que rodea el tapón o que actúa sobre la interfase entre el concreto del
tapón y el macizo rocoso excede la tensión principal mínima que actúa sobre la
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discontinuidad o la interfase, las fracturas naturales existentes podrían abrirse
(mediante levantamiento hidráulico) o podrían formarse fracturas nuevas debido
esfuerzos de tracción inducidos generados en la roca en esas zonas (fractura
hidráulica). Por lo tanto, una vez que se construye un tapón, si se proporciona una
fuente de agua constante al macizo rocoso aguas abajo del tapón (e.g., un depósito de
relaves), entonces, bajo condiciones adversas esta presión contínua podría causar
que se formen fracturas hidráulicas a lo largo de cualquier vía de acceso sin
restricciones a través del macizo rocoso a lo largo de la interfase en la que los
esfuerzos in situ no bastan para evitar la formación de fisuras (e.g., si no hay suficiente
cobertura de roca sobre el emplazamiento del tapón).
Puede ser necesario determinar los esfuerzos in situ, el módulo de la roca y la posición
de la napa freática mediante métodos geológicos y experimentales apropiados.
Regla Empírica
El espesor de la capa de rocas sobre el tapón debe ser por lo menos la mitad de la
presión hidráulica estática dentro del túnel. No obstante, esta regla no es válida para
túneles cercanos a laderas, paredes de valles o donde las condiciones geológicas
tienen como resultados bajos esfuerzos in situ. Para estas estructuras, pueden
necesitarse mediciones de los esfuerzos estructurales in situ (e.g., técnicas de
overcoring (sobreperforado) o ensayos de fractura hidráulica realizados en agujeros de
perforación).
En áreas de clima tropical húmedo y donde hay potencial de levantamientos sobre
planos horizontales (e.g., planos de estratificación o combinaciones de juntas), puede
aplicarse la siguiente ecuación:
Hr =
1.3 Hw − Hs γ s
(3.9)
γr
donde:
Hr
γr
Hs
γs
Hw
=
=
=
=
=
altura de la roca sobre el túnel (m);
densidad de la roca (t/m3);
altura del suelo sobre el túnel (m);
densidad del suelo (t/m3); y
presión hidráulica estática máxima (m)
La ecuación que antecede incluye un factor de seguridad de 1.3 contra levantamientos
sobre planos horizontales.
Fractura Hidráulica – Criterio Noruego
En muchos casos, el criterio noruego para túneles presurizados no revestidos también
puede aplicarse para verificar el asiento del tapón respecto a la estabilidad general
contra la fractura hidráulica. Típicamente, estas directrices requieren que la presión
hidrostática máxima deba ser menor que la tensión principal mínima de la roca, reducida
por un factor de seguridad definido. Esto significa que una cubierta adecuada de
roca/recubrimiento siempre debe estar disponible en el emplazamiento del túnel/tapón
para garantizar que no ocurra una fractura hidráulica hacia la superficie.
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Esto puede estimarse usando un criterio desarrollado en Noruega que es ideal para
topografía inclinada (Bergh-Christensen, 1988). La práctica anterior sugiere un Factor
de Seguridad mínimo de 1.3 contra este tipo de propagación de fractura.
El criterio noruego de fractura hidráulica puede expresarse de la siguiente manera:
C RM =
γ w hs FS
γ r cos β
(3.10)
donde
CRM = Cubierta mínima de roca medida desde el túnel en sentido oblicuo al punto más
hs
γw
γr
β
FS
cercano en la superficie del terreno (i.e., distancia mínima con la superficie) (m)
= Presión hidrostática de diseño (m)
3
= Peso unitario del agua (MN/m )
3
= Peso unitario de la roca (MN/m )
= Angulo de pendiente promedio de la ladera (varía con la pendiente)
= Factor de seguridad, debe aplicarse un mínimo de 1.3.
Figura 3-4
Representación Esquemática del Criterio Noruego para
Confinamiento (según Bergh-Christensen, 1988)
Este criterio es válido para pendientes de valles hasta de 60°. En el caso de
pendientes más empinadas, se requieren mediciones de los esfuerzos in situ (Benson
1989, Lang, 1989). La aplicación de este criterio para un túnel o pique no revestido
requiere que se cumplan los cinco criterios que se mencionan a continuación:
•
Baja permeabilidad del material rocoso (e.g., conductividad hidráulica < 10-7 m/s a 10-8
m/s, i.e., por lo general, una masa rocosa masiva o con diaclasamiento escaso). (Nota:
Es necesario comprender las condiciones geológicas y la variación de la permeabilidad
de la roca en las inmediaciones del emplazamiento del tapón y en el área del macizo
rocoso superpuesto).
•
Baja permeabilidad de las juntas y fracturas. Puede aplicarse inyecciones al atravesar
una zona de fallas o zona rellena de arcilla (o veta de arcilla) para evitar eliminar el
relleno. (Nota: Es importante tener un conocimiento general de las características
hidrogeológicas del macizo rocoso para evitar vías de filtración que eludan el sistema
de inyecciones).
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•
Los esfuerzos in situ e inducidos deberán ser suficientemente altos para evitar la
deformación y abertura de las juntas (levantamiento hidráulico). El tapón debe ser lo
suficientemente “profundo” para garantizar que haya suficiente presión de roca para
soportar la presión hidráulica aplicada.
•
Debe existir un macizo rocoso duradero (roca que generalmente es dura y con alta
rigidez). A menos que sea inevitable, los tapones no deben estar ubicados en rocas
calcáreas en las que puedan presentarse fenómenos kársticos).
•
El emplazamiento del macizo rocoso debe ser ideal para la construcción del tapón
(e.g., RMR > 60, y usualmente con rocas silíceas cristalinas, tales como granito, gneis,
peridotita, arenisca cuarzosa, esquistos de hornblenda o similares).
Estos requisitos pueden usarse como referencia al diseñar un tapón, por ejemplo
cerca al área del portal de un túnel o la rampa de acceso.
En aquellos casos en que la condición geológica en los que puede haber
levantamiento hidráulico lateral a lo largo de fracturas verticales abiertas que permitan
filtraciones excesivas hacia la superficie, colocar el tapón usando este criterio de
cobertura puede resultar inseguro. Una vez más, resulta fundamental conocer los
esfuerzos existentes en el campo, el módulo de la roca y cualesquier variaciones en la
permeabilidad de la roca, así como datos sobre la posición de la napa freática
(Benson, 1989)
Consideraciones para tapones que contienen relaves
Cuando se va a colocar un tapón debajo de un reservorio o depósito de relaves lleno,
entonces la presión contribuyente del agua o del lodo debe tenerse en cuenta en
forma adicional a la presión de la roca (coberturas) para estimar el posible
levantamiento hidráulico. Esta presión adicional debe añadirse al numerador del
criterio noruego, según se ilustra más adelante. Nota: (Este enfoque ha sido aplicado
en los proyectos mineros de Antamina y Caribou).
FS
=
Relación de la presión efectiva del material de cobertura
para la cobertura mínima, en este caso la cobertura de
roca más el peso flotante del relleno de rocas de la presa
FS =
C RM (γ r cos(β 0 ) + (hD [γ D − γ w ]))
γ w hs
(3.11)
donde:
CRM = Cobertura mínima de roca medida desde el túnel en forma oblicua al punto más
hs
=
γw
γr
β
=
=
=
=
=
hD
γD
cercano sobre la superficie del terreno (i.e., la distancia mínima hasta la
superficie) (m)
Presión hidrostática de diseño (m), para este caso puede asumirse para toda la
presión hidrostática del reservorio lleno
Peso unitario del agua (MN/m3)
Peso unitario de la roca (MN/m3)
Ángulo promedio de pendiente de la ladera (varía según el relieve)
Altura del relleno o relaves de la presa sobre la superficie del lecho rocoso
Densidad del relleno de la presa o de los relaves
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Enfoque para estimar la Presión de Desintegración de la Formación
Debido a que el criterio noruego anteriormente mencionado también ha sido criticado
por no considerar en forma explícita la resistencia de la roca, el enfoque formulado por
Einarson & Abel 1990, que se basa en ensayos de fractura hidráulica, es
recomendado para verificar su efecto sobre la resistencia de la roca, básicamente al
haberse observado que en la fractura hidráulica la presión de desintegración de la
formación depende no sólo de la cobertura de roca, sino también de su resistencia a la
tracción.
Puede realizarse una evaluación de la presión de desintegración de la formación (Bo) a
fin de evaluar la influencia de la resistencia de la roca. La presión de la formación
puede estimarse a partir de:
Bo = TS − 3S min − S max − Pf
(3.12)
donde:
Ts
Smin
Smax
Pf
=
=
=
=
resistencia a la tracción (MPa)
esfuerzo mínimo perpendicular al taladro (MPa)
esfuerzo máximo perpendicular al taladro (MPa) y
presión intersticial en la formación (MPa)
Para una verificación rápida y simple, en aquellos casos en que no se dispone de
datos sobre ensayos de fractura hidráulica, es posible simplificar la ecuación de
presión a:
Bo = 2σ v
(3.13)
donde:
σv
= esfuerzo del material de cobertura (MPa)
La aplicación de esta verificación puede hacerse mediante los siguientes supuestos
simplificados:
a)
existe un estado in situ de esfuerzos hidrostáticos (Smax = Smin);
b)
el esfuerzo in situ es igual al esfuerzo de la cobertura (Smax = Smin = σV);
c)
la formación está seca o drenada (Pf = 0) y
d)
la resistencia a la tracción del macizo rocoso es cero (considerando que la roca
adyacente a la galería presenta juntas y ha sido dañada por voladura).
Aunque este enfoque simplista no puede ser aplicado para pendientes o valles, puede
usarse para hacer un estimado preliminar de la presión máxima que debe aplicarse
para la cortina de inyecciones, según se indica en la Sección 2.9.1.
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3.3.5
Falla por Filtración Excesiva (bajo gradientes hidráulicas adversamente
altas)
Para que un diseño de tapón específico sea aceptable desde una perspectiva que
limite las filtraciones, el proponente debe demostrar que la filtración potencial en virtud
de las gradientes hidráulicas aplicadas no tendrá consecuencias estructurales ni
ambientales para la integridad del tapón respecto a los fines para los que fue diseñado
(Figura 3-5).
Figura 3-5
Posible Mecanismo de Falla por Gradiente Excesiva
En los documentos presentados por el proponente debe indicarse mediante cálculos
apropiados que la gradiente hidráulica máxima de diseño (HGmax) (según se define
como la relación entre la máxima presión hidráulica aplicada, incluyendo presiones de
impacto, y la longitud del tapón entre los extremos aguas arriba y aguas abajo) no
excede los valores recomendados en la Tabla 2-1 (según Benson, 1987). Esta
equivalencia mostrada en la Tabla 2-1 para las diferentes calidades de macizo rocoso
puede calcularse en forma aproximada mediante la expresión
HGmax (kPa/m) ≅ 2 * (RMR-5).
Al cumplirse este criterio se garantizará que la posibilidad de filtración a través de la
roca alrededor del tapón se minimice en la medida en que el potencial de erosión de
los materiales de relleno se mitigue y se reduzca la inestabilidad subsiguiente como
resultado de la erosión.
En base a la experiencia obtenida de evaluar la filtración alrededor de los tapones de
túneles de aducción, se ha establecido que la magnitud de la filtración que puede
desarrollarse alrededor de un tapón varía en función de: (i) la gradiente hidráulica a
través del tapón; (ii) la conductividad hidráulica del macizo rocoso; (iii) la competencia
y resistencia a la erosión del material rocoso a lo largo del contacto; y (iv) la medida en
que se usen inyecciones o revestimientos aguas arriba.
Aunque se han publicado diversas relaciones de gradientes hidráulicas (tales como las
de Benson, 1987) para evaluar las filtraciones de tapones, no se ha aceptado ningún
criterio de filtración similar como norma práctica para tapones para cierre permanente
de minas. Las prácticas mineras actuales, tal como la aplicada en Sudáfrica, por
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ejemplo, ha sido estipular una velocidad de filtración aceptable a largo plazo para
infiltraciones que salen aguas abajo de un tapón (que según se presume migran a
través del macizo rocoso en las inmediaciones de un tapón). Garrett y Campbell-Pitt
(1961), por ejemplo, sugirieron que una velocidad de filtración aceptable se encontraba
dentro del rango de 0.25 L/s a 1 L/s.
Asumiendo una conductividad hidráulica de 1 x 10-7 m/s en 10 metros de roca
inyectada alrededor de un tapón, esto sería igual a alcanzar una gradiente hidráulica
máxima no mayor de 15. Considerado en términos de dicha gradiente hidráulica, de
manera similar al enfoque de Benson, esto equivaldría a un tapón de 12 m de longitud
bajo una presión hidráulica aplicada de 200 m con un macizo rocoso de calidad que se
asume es relativamente alta (RMR-80). Obviamente, para aplicaciones mineras en las
que puede haber impacto ambiental potencial debido a una filtración que sale de la
zona del tapón (e.g., para tapones construidos para controlar drenaje ácido de mina,
es decir, tapones ARD), pueden necesitarse requerimientos más exigentes (menor
conductividad hidráulica) y la aplicación de un criterio de menor filtración.
Filtración Permisible
El factor más importante que controla la filtración es la permeabilidad natural del
macizo rocoso que rodea el tapón. Cuando la conductividad hidráulica del macizo
rocoso es menor de 10-7 m/s, normalmente pueden construirse tapones para alcanzar
velocidades de filtración menores de 1 L/s (Lang 1989). En los macizos rocosos de
mayor conductividad hidráulica la cortina de inyecciones y las inyecciones de
consolidación pueden resultar efectivos, pero hasta cierto grado simplemente alterarán
la filtración de agua subterránea de tal manera que ingrese al túnel aguas abajo del
tapón (Lang, 1999).
Una “regla empírica” comúnmente usada sugiere que la inyección sólo es efectiva para
una conductividad hidráulica mayor que un Lugeon o 1 x 10-7 m/s, pero ésta
generalmente es una permeabilidad suficientemente baja, de tal modo que la filtración
puede ser controlada alrededor del tapón y no se observará filtración significativa
desde la interfase roca/concreto. Además, la filtración 1-2 m aguas abajo del tapón
debe limitarse a goteos ocasionales. Para referencia general, una filtración permisible
máxima de 1 L/s que ocurre 20 m aguas abajo de los tapones ARD puede usarse
como criterio general para tapones de cierre permanente, siempre y cuando no haya
otros criterios más exigentes que deben cumplirse desde una perspectiva ambiental.
Gradiente hidráulica empírica/Verificación de filtraciones
También pueden hacerse verificaciones de los criterios permisibles de filtración y
gradiente que pueden evaluarse en forma empírica a partir de instalaciones de tapón
existentes en diversas condiciones del macizo rocoso y en base a técnicas de
modelación numérica.
La práctica sudafricana requiere que se realicen verificaciones sobre la longitud del
tapón para garantizar que la gradiente de presión (P/L) a través del tapón no exceda
los siguientes criterios:
P/L ≤ 470 kPa/m; cuando el contacto entre el tapón y la roca no esta
inyectado, o
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≤
3660 kPa/m; cuando la presión de la inyección aplicada dentro del
macizo rocoso alrededor del tapón es por lo menos dos veces la
presión hidrostática de diseño.
donde:
P
= presión hidráulica del líquido según diseño (o presión) (kPa)
L
= longitud del tapón (m)
Garrett y Campbell-Pitt (1958) recomiendan que un Factor de Seguridad mínimo de 4
se aplique en la construcción de tapones sobre roca de buena calidad que tengan una
presión máxima recomendada de un poco más de 118 kPa/m o 915 kPa/m para
interfaces de concreto/roca sin inyección o con inyección de lechada de cemento,
respectivamente. En el caso de masas rocosas de calidad mala a regular, Garrett y
Campbell-Pitt (1958) recomiendan un Factor de Seguridad de filtración de 10 en
algunos casos, dependiendo de las condiciones de fractura, la concentración de los
esfuerzos inducidos, la porosidad de la roca y la aceptación de lechada de cemento
por el macizo rocoso. Según las condiciones locales efectivamente inferidas, el
proponente puede tener que cumplir con este criterio posterior que es más exigente.
Con la finalidad de incrementar la resistencia de la gradiente hidráulica entre el tapón y
la roca y para disminuir la longitud del tapón, usualmente se recomienda inyectar
lechada de cemento al contacto concreto/roca. Sin embargo, para aplicaciones
especiales, tales como tapones cercanos a la superficie, el inyectado de alta presión
por lo general no es una opción. Para estos casos, seguirá usándose inyecciones de
baja presión, aunque las presiones de inyección deberán mantenerse por debajo de la
presión de desintegración de la formación para evitar la fractura hidráulica de la roca
alrededor de la galería (Einarson & Abel, 1990).
En el caso impactos y/o huaycos, se recomienda usar factores de seguridad mínimos
de 2.5 y 1.5 según se presenta en la Tabla 2-2 (Puntos 4b y 4c).
Directivas Empíricas de Benson (1989)
En la Tabla 2-1, se presentaron las directivas empíricas para gradientes hidráulicas
permisibles para tapones de túneles, según propuso Benson (1989). Estas directivas
empíricas sugieren que las gradientes hidráulicas máximas no deberían ser mayores
de 5 para roca pobre, pero podrían ser tan altas como 30 para tipos de roca con juntas
amplias, sólidas y masivas (Dahlø et al., 1992).
Aunque estas directrices,
desarrolladas en base a la experiencia obtenida de proyectos hidroeléctricos
subterráneos, son muy conservadoras al compararse con los tapones usados en la
minería, incorporan un Factor de Seguridad de 3 (Lang, 1999). No obstante, estas
directrices deben prevalecer en caso de que el control de la filtración sea más
importante que la estabilidad estructural.
Directivas de Ingeniería de Minas y de EE UU (Chekan 1985, Lofbourow, 1973)
De conformidad con las directivas de EE UU, Chekan (1985) recomienda una
gradiente de presión máxima de aprox. 565 kPa/m. Esto es compatible con el rango
de valores de la experiencia sudafricana y se encuentra dentro del mismo.
República del Perú
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Guía para el
Evaluador
Asimismo, en el Manual de Ingeniería de Minas (Lofbourow, 1973) se recomiendan
gradientes de presión que también son compatibles con las recomendaciones
sudafricanas, no mayores de 566 kPa/m ni 905 kPa/m para un contacto concreto/roca
sin o con inyección respectivamente. Estas recomendaciones corresponden a
gradientes hidráulicas de 30 y 16, respectivamente.
Resumen de las gradientes de presión y tasas de filtración aceptables
Para fines de referencia, en la Tabla 2-4 se resumen los valores permisibles
disponibles publicados en la literatura técnica.
Tabla 3-2
Resumen de Gradientes de Presión y Tasas de Filtración Máximas
Recomendadas
Gradientes de Presión Máximas
Interfase concreto/roca
sin inyección (kPa/m)
Interfase
concreto/roca con
inyección (kPa/m)
Tasa de Filtración
aceptable (L/s)
Garrett & Campbell-Pitt
(1961)
-
-
0.25 a 1
Lang (1999)
-
-
1 (e.g., 1L/s a 20 m
corriente abajo de
tapones ARD
Propuestas por
2 * (RMR-5)
Benson (1989)
S. African – Garrett &
Campbell-Pitt (1958)
(no mayor de 5 para roca POBRE y hasta 30 para
masas rocosas con juntas amplias, sólidas y
masivas)
470 (o 118 para un
factor de seguridad de
4)
Directrices de EEUU
(1985)
Manual de ingeniería
de minas (1973)
Dahlø et al. (1992) –
experiencia noruega
3.3.6
3660 (915, para a F.S. de
4)
565
565
-
-
905
-
200 a 500
Mecanismos Químicos/Físicos a Largo Plazo
En esta subsección, se presentan comentarios adicionales a la Sección 2.5.5.
Debido a que el ataque de las sustancias químicas con el tiempo puede reducir la
integridad del concreto de cualquier tapón propuesto, el proponente debe presentar
detalles de la composición química del agua retenida propuesta y evaluar su potencial
de ataque químico (i) sobre el concreto del tapón; (ii) sobre la lechada de cemento
propuesta para consolidar el terreno alrededor del tapón; y (iii) sobre el macizo rocoso
y/o cualesquier discontinuidades o rellenos de hendiduras identificados que se
consideren de importancia para al estabilidad del tapón.
El proponente presentará la documentación en la que se describan los cambios
previstos en la calidad del agua que puedan tener lugar después de concluidas las
operaciones mineras, lo que podría cambiar, por ejemplo, la concentración de los
República del Perú
43
Ministerio de Energía y Minas
Guía para el
Evaluador
metales disueltos y el valor del pH. El proponente también presentará una evaluación
de cualquier riesgo para la integridad estructural del concreto y la lechada de cemento
del tapón que pueda desarrollarse.
Con el fin de garantizar la integridad del tapón y de las inyecciones de lechada de
cemento, el proponente presentará detalles completos de las lechadas de cemento,
los aditivos y los concretos propuestos previstos para los trabajos, y demostrará su
aceptabilidad química para cuando queden expuestos al agua contenida contemplada.
En la norma ASTM C94, se indican los límites químicos para el agua de mezcla, los
cuales se resumen en la Tabla 2-5.
Tabla 3-3
Límites Químicos del Agua de Mezcla (según ASTM C94)
Sustancias Químicas
Concentración Máxima*
(mg/L)
Método de Ensayo**
Cloruro, como Cl
500a
Concreto pretensado
Otro concreto armado en ambientes
húmedos o que contengan aluminio u otros
metales o piezas de metal galvanizado
1,000a
Sulfato, como SO4
3,000
Álcalis, como (Na2O + 0.658 K2O)
**
a
ASTM D516
600
Sólidos totales
*
CSA A23.3-5B
50,000
AASHTO T26
El agua de lavado que se reusa como agua de mezcla para el concreto puede exceder las concentraciones
indicadas de cloruro y sulfato si se comprueba que la concentración calculada en el agua de mezcla total,
incluyendo el agua de mezcla de los agregados y otras fuentes no excede los límites impuestos.
Pueden usarse otros métodos de ensayo que se haya demostrado arrojan resultados comparables.
Para condiciones que permitan el uso del acelerador CaCl2 como aditivo, el propietario puede ignorar el límite de
cloruro.
Los límites presentados en la Tabla 2-4 deben considerarse como recomendaciones
aceptables, a menos que se tomen precauciones especiales. Por lo general, si las
condiciones a las que debe quedar expuesto el tapón cumplen con uno o más de los
siguientes criterios, el medio debe ser considerado agresivo:
•
Un valor de pH menor de 4.5;
•
Una resistividad menor de 2000 ohm-cm;
•
Presencia de sulfuros o sulfatos;
•
Presencia de corrientes extrañas; y
•
Antecedentes de ataque químico a estructuras de concreto previas.
Son de importancia crítica los altos contenidos de cloruro en el agua de mezcla,
debido al posible efecto adverso de los iones de cloruro sobre la corrosión del refuerzo
de acero. Los problemas que acarrea el alto contenido de sulfatos en el agua de
mezcla o en el agua de subsuelo contenida se relacionan principalmente con la
protección del tapón frente a posibles reacciones expansivas y/o el deterioro por causa
del ataque del sulfato.
Para tales condiciones, será fundamental usar cemento resistente al sulfato y adoptar
otras medidas de precaución, debiendo considerarse concreto protector en el frente
República del Perú
44
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Evaluador
del tapón si el agua contenida es químicamente inadecuada para la estabilidad a largo
plazo del concreto del tapón.
Será de vital importancia ir verificando la agresividad de las aguas empozadas y las
aguas de mezcla. A menudo, es factible usar aguas con bajo pH en la mezcla aun con
concentraciones de ácidos tan altas como 10,000 mg/L, ya que estos tipos de agua no
tiene efecto adverso sobre la resistencia del concreto siempre que estén libres de
otras sustancias nocivas. No obstante, las aguas ácidas con valores de pH menores
de 3.0 pueden crear problemas de manipuleo y deben evitarse en la medida de lo
posible. Asimismo, plantean un problema para cualesquier tubos que se instalen a
través del tapón de concreto. Si se prevén aguas ácidas, el proponente deberá
presentar documentación en la que se hable sobre las velocidades de corrosión
potencial y también examinar la vida probable resultante de cualquier tubería,
incluyendo la revisión de diferentes aceros inoxidables y espesores de tubo para
estimar en qué momento la resistencia de la tubería corroída de acero inoxidable
caerá por debajo de la presión hidráulica máxima (Einarson & Abel, 1970).
3.4
PELIGRO SÍSMICO
En adición a los detalles presentados en la Sección 2.4.3, en los casos en que sea
necesario considerar el peligro de sismo para el diseño del tapón, usualmente éste
sólo se aplicará donde se desarrollen cargas aplicadas incrementadas debido a, por
ejemplo, una licuefacción sísmicamente inducida de materiales susceptibles (e.g.,
relaves u otros tipos de material de recubrimiento limonítico, etc.). En tales casos, el
proponente debe considerar:
•
Evaluar la susceptibilidad de cualquier material de cobertura (o relaves contenidos
aguas arriba de un tapón) a licuefacción durante un movimiento sísmico, sobre todo en
el caso de limo y arenas sueltas (véase el Anexo A).
•
Evaluar el potencial de flujo (huayco) en la galería ubicada aguas arriba de un tapón
permanente que podría crear una sobrepresión de impacto significativo. Esto sería de
importancia particular para cualquier documento presentado que proponga tapones que
específicamente deban colocarse para proteger las aberturas o infraestructura
subterráneas de cualesquier condiciones posibles de ingreso de material de cobertura
que podrían tener como resultado una falla inesperada del pilar de corona.
•
Tomar en cuenta el potencial de impacto dinámico que afecta la estabilidad del tapón.
Tales fuerzas dinámicas de impacto pueden desarrollarse como resultado de efectos
de impacto de ariete hidráulico o de un huayco sobre el tapón. Este tipo de sobrecarga
normalmente es analizado como un incremento efectivo y considerable en la presión en
comparación con el estado de nivel de agua inicialmente considerado estático.
El nivel de evaluación de peligro sísmico que sea necesario presentar en otros casos
debería bastar para (i) evaluar el potencial del área para sufrir eventos sísmicos y (ii)
permitir la definición correcta de los parámetros de aceleración sísmica según diseño
de uso para verificar la estabilidad de cualquier otro componente importante para
clausurar la mina.
3.5
CARGAS DINÁMICAS
Los documentos a presentar para los tapones que deban construirse en regiones en las
que los sismos constituyen un problema o para protección contra huaycos, deben
considerar las cargas dinámicas de impactos de ariete hidráulico e impactos dinámicos.
República del Perú
45
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Guía para el
Evaluador
En vista de que estas condiciones son pasajeras, puede aceptarse un Factor de
Seguridad más bajo que el aplicable para el caso estático (véase la Tabla 2-2).
3.5.1
Ariete Hidráulico debido a Carga de Movimiento Sísmico
El ariete hidráulico es definido como la onda de choque causada por un movimiento
sísmico que podría propagarse por toda la longitud del túnel e incrementar
considerablemente las presiones aplicadas sobre el tapón. El efecto de ariete
hidráulico es modelado como un pistón que se desliza en un cilindro lleno con un
líquido en reposo. La presión adicional (PH) (según Westergaard, 1931) necesaria
para poner el líquido en movimiento a la velocidad (v) puede estimarse mediante:
PH = c(v) ρ
(3.14)
donde:
c
v
ρ
= la velocidad acústica del agua (1437 m/s)
= la velocidad del terreno (m/s)
= la densidad del agua (kg/m3)
Normalmente, como las estadísticas para el movimiento sísmico según diseño para un
sitio son indicadas en términos de aceleraciones creíbles, deben usarse relaciones
entre la velocidad del terreno, vmax, y la aceleración máxima del sismo, amax, según
indican en forma aproximada Seed e Idriss (1983) como:
vmax
= 55 cm / s / g
amax
(para roca)
(3.15)
Ejemplo:
Hay que construir un tapón en un túnel largo en el que el sismo máximo creíble tiene
una aceleración de 0.3 g. La presión adicional sobre el tapón que puede ocurrir como
resultado del sismo puede calcularse como sigue:
La velocidad del terreno vmax = 55 cm/s/g x (0.3 g) = 16 cm/s, lo que da como resultado
la presión excesiva
PH = (1437m / s )(0.16m / s )(1,000
kg
m3
) = 229920 Pa = 230 kPa
que debería añadirse a la presión del líquido estático. Téngase en cuenta que esta
presión excesiva, usada en el ejemplo, sería equivalente a una 230 m adicionales de
presión de agua.
3.5.2
Flujo de Líquidos contra los Tapones
Se han aplicado ecuaciones de impulso – movimiento para estimar la carga temporal
sobre un tapón debido al impacto de lodo fluidizado o un flujo de relaves. Esta fuerza
sobre el tapón se genera debido a que la masa se desacelera de su velocidad de flujo
completa a cero.
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Ejemplo:
Una columna de agua, roca y relaves de 25 m está suspendida en una chimenea
vertical de 3 m x 3 m y repentinamente se suelta y choca contra un tapón construido
en la chimenea unos 5 m debajo del material. Para hallar la carga adicional sobre el
tapón, aplíquese:
v = 2 gZ
(3.16)
para Z = 5 m, la velocidad del líquido será 9.9 m/s
Asumiendo una densidad bruta de material de 1,900 kg/m3 y que el material pierde su
velocidad en dos segundos
P=
F M (v t )
=
A
A
Por lo tanto, la presión adicional sería P =
(3.17)
(3)(3)(25)(1900)(9.9) /(2)
= 235 kPa
(3)(3)
Nótese que la presión hidráulica estática ya es 25 m x 1900 kg/m3 x 9.8 m/s2 = 465
kPa. En consecuencia, el impacto dinámico contra el que tendría que hacerse un
diseño para este ejemplo sería comparable a aumentar una carga “estática” de 50% al
tapón.
3.5.3
Otras Consideraciones de Diseño respecto a la Evaluación del Efecto de
Huaycos sobre los Tapones
La falla de los pilares de corona delgada con material de suelo superficial podría
eventualmente inducir huaycos que pueden impactar sobre los tapones colocados en
áreas de labores subterráneas existentes para aislar las labores subterráneas con
acceso actual de aquellas áreas que podrían sufrir inundación debido a huaycos.
Requerimientos de Presión Estática de Diseño
Para cualquier tapón que deba ser diseñado para ser estable bajo la presión
hidrostática total del lodo, el diseño debe considerar que la condición estática “del peor
escenario” equivale a una columna continua de lodo desde la superficie hasta la
profundidad del tapón. El lodo líquido tiene una densidad desconocida que debe ser
estimada. Como máximo, la gravedad específica puede variar de 1.8 a 2 según la
porosidad del material. Sin embargo, cuando cae un huayco, el contenido de agua del
lodo líquido en movimiento tiene que ser un poco más alto lo que a su vez reduciría la
gravedad específica del flujo a 1.5.
Nota: La gravedad específica es el peso unitario dividido por el peso unitario del agua.
Se considera que el peso unitario del agua es 1000 kg/m3 (ó 0.01 MN/m3).
República del Perú
47
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Guía para el
Evaluador
Requerimientos de Presión Dinámica de Diseño
Debido a que los huaycos son eventos dinámicos, es importante que el diseño de
todos los tapones potenciales sujetos a huaycos incluya una evaluación de la presión
dinámica ejercida sobre el tapón por la masa de lodo en movimiento. En un ambiente
cerrado en el que el lodo no puede escapar por galerías, laboreos o chimeneas
periféricas, las presiones de impacto pueden ser significativas debido a la velocidad y
la masa de la columna del lodo en movimiento. No obstante, en la práctica la
velocidad de la columna de lodo dependerá de detalles sobre la tortuosidad y las
variaciones en el área transversal de los corredores que conducen al tapón, así como
de las propiedades (viscosidad y densidad del líquido) del lodo mismo.
Estos
parámetros juntos tienden a limitar la velocidad del lodo, tal como lo haría el aire
atrapado entre el tapón y la columna de lodo en movimiento.
En un ambiente en el que hay muchas aberturas para disipar los tipos de presión de
ariete hidráulico, las presiones de impacto dinámico creadas por el huayco en
movimiento, aunque apreciables, no serán tan grandes como las creadas en un
ambiente totalmente cerrado.
Aunque no puede esperarse una disipación completa de los efectos de impacto en una
mina subterránea, cualquier huayco, para llegar a las secciones inferiores de la mina y
la localización del tapón, probablemente tendría que viajar por corredores muy
tortuosos que comprenden numerosos piques y chimeneas con muchas aberturas que
crean oportunidad para disipar las presiones de impacto. Por lo tanto, en el caso de
tapones profundos lejos de la fuente de lodo potencial, es de esperarse que el sistema
total pueda funcionar casi del mismo modo que los controles para tuberías de carga de
una planta hidroeléctrica en la que se usan cámaras de compensación para reducir al
mínimo tales efectos de sobrepresión. Aunque se reconoce esta influencia mitigadora
de la disipación de presión, es difícil calcular su eficacia.
En el caso de tapones construidos cerca de un pilar de corona potencialmente
inestable con un material de recubrimiento débil, cualquier huayco eventual podría
ejercer un impacto directo sobre el tapón.
En base a datos disponibles de registros de casos y a la evaluación de la práctica en
el diseño de minas profundas en Sudáfrica, estudios previos han llegado a una carga
de impacto igual al 100% de la presión estática. Se reconoce que este valor es
conservador y que pueden usarse métodos más precisos para estimar de mejor
manera un valor más preciso del aumento adicional posible debido al impacto de un
huayco.
Aunque puede aplicarse una sofisticación significativa para abordar este tema, para
los documentos a ser presentados por el proponente en los que los tapones sean
diseñados para resistencia a la presión de impacto del lodo, se recomienda verificar
que el diseño reúna ambas condiciones (1) la presión hidrostática completa del lodo en
profundidad (es decir, la gravedad específica de 2.0 o 2 x hidrostática) y (2) la presión
de impacto del lodo sobre el tapón al 100% de la presión hidrostática del lodo (efecto
de ariete hidráulico), es decir
Ptotal = Plodo + Pimpacto
Que por lo general da por resultado
República del Perú
48
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Guía para el
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Ptotal = 4 Phidrostática
Sin embargo, reconociendo que ésta es una condición de carga extrema, es usual que
un factor de carga se aplique para el caso de carga en vivo (o indirectamente el Factor
de Seguridad se reduzca a αL = 1.1.).
3.6
INYECCIONES
Para cualquier tapón (i.e., una estructura permanente), usualmente se requiere
inyecciones para:
•
Reducir la conductividad hidráulica del macizo rocoso creando una zona hermética
alrededor del tapón, lo que también incrementa la ruta del agua.
•
Consolidar la roca y reforzar el contacto concreto – roca sellando la interface del tapón.
En forma adicional a las directrices presentadas en la Sección 2.8.1, debido a que la
inyección a presión es una técnica altamente especializada que requiere experiencia y
buen criterio de ingeniería, es fundamental que el proponente proponga personal
técnico calificado. A fin de asegurar el cumplimiento de la esencia de estas directrices,
antes de que se apruebe la construcción de cualquier tapón, el proponente deberá
presentar especificaciones completas para todos los trabajos de inyecciones
propuestos que el proponente estime necesarios para reducir al mínimo la cantidad de
fuga desde la interfase de concreto/roca.
Hay muchos factores que considerar al planificar un programa de inyecciones, tales
como el número, el espaciado y la profundidad de los agujeros, la selección correcta
de los materiales y equipos de inyección, el control de los volúmenes de lechada de
cemento y la presión de inyección, así como un buen conocimiento de los estratos a
ser inyectados.
Inyecciones de lechadas de cemento microfinas a base de escorias y aditivos de sílice
pueden brindar una mejor resistencia a aguas subterráneas agresivas que las
inyecciones con lechadas de cemento Pórtland normal. En el caso de inyecciones de
contacto, el cemento microfino con sílice y un agente superplastificador mejorará la
penetración en las fracturas finas, mejorando así el “sello”.
Los documentos
presentados por el proponente deben abordar todos estos temas y, como guía para la
revisión de sus presentaciones, debe hacerse referencia al documento USBM
(Chekan, 1985) que constituye una buena fuente de información sobre materiales para
inyecciones (e.g., cemento Pórtland, asfalto y lechada de cemento química) y métodos
(cortina de inyecciones y contacto).
3.7
MONITOREO
En forma adicional a los comentarios presentados en la Sección 2.10, debe quedar
bien claro en los documentos presentados por el proponente que éste reconoce la
necesidad de presentar informes regulares de monitoreo al MEM junto con un
cronograma a ser acordado con el MEM. Por ejemplo, informes mensuales el primer
año e informes anuales a partir de entonces durante tres años después de la
construcción. Luego, el MEM decidirá si se necesitan más informes en base al
rendimiento de los tapones, e.g., en los tres primeros años.
República del Perú
49
Ministerio de Energía y Minas
Referencias
4.
REFERENCIAS
Las siguientes referencias tienen relevancia para el diseño de tapones de mina:
Código de Materiales
ACI (1972) - Building Code Requirements for Structural Plain Concrete. Prepared by
American Concrete Institute, ACI 322-72.
ACI (1995) - Building Code Requirements for Structural Concrete.
American Concrete Institute, ACI 318-95.
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Diseño de Tapones de Concreto
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Referencias
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República del Perú
52
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
Anexo A
Caracterización de Suelos
República del Perú
53
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
Sección .................................................................................................................Página
A1.
Introducción....................................................................................................... 57
A2.
Pruebas de índices de clasificación ................................................................ 57
A2.1 Distribución del Tamaño de Partículas ................................................. 57
A2.2 Contenidos de Agua y Límites de Atterberg ........................................ 59
A2.3 Densidad y Relaciones de Fase............................................................. 60
A3.
Investigación del sitio....................................................................................... 61
A3.1 Ensayo de Penetración Estándar .......................................................... 61
A3.2 Prueba de Corte de Veleta...................................................................... 62
A3.3 Identificación de Campo......................................................................... 63
A3.3.1 Suelos no cohesivos................................................................................. 63
A3.3.2 Suelos Cohesivos..................................................................................... 64
A4.
Prueba de Resistencia al Corte en Laboratorio.............................................. 64
A5.
Principios de Mecánica de Suelos................................................................... 65
A5.1 Esfuerzo Efectivo .................................................................................... 65
A5.2 Resistencia al Corte ................................................................................ 66
A5.3 Sensibilidad de las Arcillas .................................................................... 66
A6.
Licuefacción y Arcillas Sensitivas................................................................... 67
A6.1 Licuefacción de Suelos No Cohesivos ................................................. 67
A6.2 Licuefacción de Suelos Cohesivos ....................................................... 68
A6.3 Arcilla Sensitivas .................................................................................... 68
A7.
Compactación.................................................................................................... 70
A7.1 Control de la Humedad ........................................................................... 70
A7.2 Control de la compactación ................................................................... 71
A8.
Referencias ........................................................................................................ 72
LISTA DE TABLAS
Tabla A1
Tabla A2
Tabla A3
Tabla A4
Definición de los Componentes del Suelo (Golder 1993) .......................... 58
Derivación Simple de las Relaciones de Fase Básica ............................... 60
Densidad Relativa de los Suelos sin Cohesión (Golder 1993) .................. 63
Consistencia de Suelos Cohesivos (Golder 1993)..................................... 64
LISTA DE FIGURAS
Figura A1 Diagrama de Plasticidad de Acuerdo con los Límites Líquido y
Plástico de los Suelos de Grano Fino (ASTM D-4318).............................. 60
Figura A2 Recomendaciones del NCEER Respecto a los Tipos de Suelo
Cohesivo Potencialmente Licuables (Seed 2003) ..................................... 69
República del Perú
55
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
A1.
INTRODUCCIÓN
Este anexo trata sobre la caracterización del suelo o de la roca degradada como suelo
de cobertura. También se analiza el concepto de suelos licuables y arcillas sensitivas.
Asimismo, en este documento se presentan los criterios para identificar estos
materiales.
El proponente del diseño del pilar corona y/o del tapón debe conocer las
características del suelo de la mina que se encuentra en investigación y recopilar
información suficiente para sustentar el análisis de estabilidad.
La caracterización del suelo debe cumplir con los siguientes estándares, o
equivalentes, aceptados por la Dirección General de Asuntos Ambientales Mineros
(DGAAM):
ASTM D 1586-84
Método estándar para el ensayo de penetración estándar y
muestreo de suelos con caña partida
ASTM D 2488-90
Prácticas estándar para la descripción e identificación de suelos
ASTM D 2487-90
Método estándar para la clasificación de suelos con fines de
ingeniería
ASTM D 2573-72
Método de prueba estándar para el ensayo de campo de corte
de veleta
Para el diseño del pilar corona y el tapón construidos para controlar el potencial flujo
de lodo originado por la falla del pilar corona, el proponente debe proporcionar
información sobre el material de cobertura presentado en la Sección 2-4 (apartado 2)
del texto principal de esta guía.
A2.
PRUEBAS DE ÍNDICES DE CLASIFICACIÓN
Las pruebas de índices de clasificación se llevan a cabo de manera rutinaria para
caracterizar los materiales del suelo. Estas pruebas comprenden lo siguiente:
•
•
•
•
A2.1
Distribución del tamaño de partículas
Límites de Atterberg para definir la plasticidad
Contenido de humedad
Densidad
DISTRIBUCIÓN DEL TAMAÑO DE PARTÍCULAS
El análisis del tamaño de partícula de un suelo consiste en determinar el porcentaje de
partículas por masa en diferentes rangos de tamaño. Estos rangos establecen los
distintos componentes de un suelo, entre los cuales se pueden encontrar (de mayor a
menor) bloques, boleos, grava, arena, limo y arcilla. Los componentes variables de
suelo en relación con el tamaño de grano están caracterizados por el Sistema
República del Perú
57
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Anexo A
Unificado de Clasificación de Suelos (ASTM 2488-90). En la Tabla A1 se presenta un
resumen de los componentes constituyentes del suelo y su tamaño.
El análisis de distribución del tamaño de partículas se realiza pasando el material por
tamices de diferentes tamaños. Para el material de grano muy fino (< 75 µm), se
requieren pruebas hidrométricas para caracterizar los componentes finos como limo o
arcilla.
Un suelo de grano grueso se considera bien graduado si no hay exceso de partículas
en ningún rango de tamaño. Esto reduce la cantidad de espacios vacíos entre
partículas y permite un incremento de densidad, mayor potencial de compactación y
menor permeabilidad del suelo. Un suelo mal graduado contiene partículas de tamaño
excesivamente grande o pequeño, o una combinación de ambos. El resultado es un
contenido con alto número de vacíos, lo que origina una baja densidad, compactación
pobre y alta permeabilidad. La pendiente y forma generales de la distribución del
tamaño de partícula se pueden describir por el coeficiente de uniformidad (Cu) según
la siguiente relación:
Cu =
D60
D10
(A1)
donde D60 se refiere al tamaño de la partícula tal que el 60% del total de partículas son
más pequeñas que dicho tamaño, y D10 se refiere al tamaño tal que el 10% del total de
partículas son más pequeñas que dicho tamaño.
La grava bien graduada tiene un Cu mayor que 4, y la arena bien graduada tiene un
Cu mayor que 6.
Tabla A1
Definición de los Componentes del Suelo (Golder 1993)
Grupo de Suelos
No cohesivos
Componente
Bloques
Boleos
Grava Gruesa
Grava Fina
Arena Gruesa
Arena Mediana
Arena Fina
Limo
Limo Arcilloso o
Limo
Cohesivos
Arcilla Limosa
Arcilla
Plasticidad
No plástico
No plástico
El índice de plasticidad se ubica
2
bajo la Linea ‘A’; límite líquido
menor que 30 aprox.
El índice de plasticidad se ubica
2
sobre la Linea ‘A’; límite líquido
menor que 50
El índice de plasticidad se ubica
sobre la Linea2 ‘A’; límite líquido
mayor que 50
Rango de Tamaños
de Partícula (mm)
> 300
300 - 75
75 - 19
19 - 4,75
4,75 - 2,00
2,00 - 0,425
0,425 - 0,075
0,075 - 0,002
< 0,075*
< 0,075*
< 0,002*
1
Los rangos del tamaño de grano están basados en los límites del Sistema de Clasificación Unificado de Suelos,
según lo establecido en ASTM D 2488-90.
Véase la Figura A1.
* Los tamaños de partícula obtenidos mediante la distribución del tamaño de grano indican el elemento constituyente
del suelo. Si el material se comporta como arcilla, arcilla limosa, limo arcilloso o limo, esto depende de la
plasticidad obtenida por medio de los límites de Atterberg.
2
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58
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Anexo A
A2.2
CONTENIDOS DE AGUA Y LÍMITES DE ATTERBERG
El suelo existe en tres estados: sólido/semi-sólido, plástico o líquido. La plasticidad es
la capacidad que tienen los suelos de grano fino para sufrir una deformación no
recuperable a un volumen constante sin agrietarse o desmoronarse. La plasticidad
está controlada principalmente por el contenido natural de agua (w) del suelo, que se
define de la siguiente manera:
w=
Mw
Ms
(A2)
donde Mw es la masa total de agua en la muestra, y Ms es la masa de sólidos secos en
la muestra.
Entre los contenidos habituales de agua saturada de los suelos se encuentran
(Golder 2004):
Arena: w = 2 a 15 %
Limo: w = 10 a 30 %
Arcilla: w = 20 a 100 %
El contenido de agua en el cual el suelo pasa de comportamiento sólido a plástico es
el límite plástico (wP) y el contenido de agua en el cual el suelo pasa de
comportamiento plástico a líquido se denomina límite líquido (wL). El rango de
plasticidad del contenido de agua se denomina índice de plasticidad (IP) según el cual:
I P (%) = w L − w P
(A3)
El contenido de agua natural del suelo en relación con los límites líquido y plástico se
puede representar por el índice de liquidez (IL):
I L (%) =
w − wP
IP
(A4)
Los límites plástico y líquido se conocen como límites de Atterberg, y la prueba
apropiada está definida por la norma ASTM D-4318.
El índice de plasticidad se traza en función del límite líquido para los suelos de grano
fino en relación con la Línea-A y el límite líquido (wL) de 50%, según se describe en la
Figura A1, para definir el grado de plasticidad.
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59
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Anexo A
Figura A1
A2.3
Diagrama de Plasticidad de Acuerdo con los Límites Líquido y
Plástico de los Suelos de Grano Fino (ASTM D-4318)
DENSIDAD Y RELACIONES DE FASE
Un espacio vacío de suelo puede incluir aire, agua (líquidos), o ambos. La
combinación de estos elementos constituyentes se denomina la ‘fase’ del suelo. En la
Tabla A2 se presentan varias fórmulas de relación de fase, las cuales se pueden
utilizar para determinar la proporción de vacíos en el suelo, saturación, densidad seca
y la densidad en masa con base en la masa, volumen y la gravedad específica de los
elementos constituyentes del suelo.
Tabla A2
Derivación Simple de las Relaciones de Fase Básica
Supongamos que:
Vv
Vacíose
Voids,
•
Volumen de vacíos (Vv)
•
Volumen de sólidos (Vs)
•
Masa de agua (Mw) = SrVvρw
•
Donde
Vt
Vs
Partículas
Solid
Particles, s
ρw = densidad del agua (kg/m3)
sólidas (s)
Gs = gravedad específica de sólidos
Grado de saturación (vol. agua/vol. vacíos)
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Masa de sólidos (Ms) = VsGsρw
Sr = grado de saturación
60
Sr =
Vw
(Sr = 1 para suelos saturados)
Vv
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Anexo A
Relación de vacíos (vol.vacíos/vol.sólidos)
e=
Vv
ó e = wG s si Sr = 1
Vs
Porosidad (vol. vacíos/ vol.total)
n=
Vv
V
ó n = w , si Sr = 1
Vt
Vt
Densidad seca (masa de sólidos/ vol.total)
ρd =
Ms
G
= s ρw
Vt
1+ e
Densidad total (masa total/vol. total)
ρt =
M t G s (1 + w)
G + Sre
=
ρw = s
ρw
Vt
1+ e
1+ e
Peso unitario seco total (peso sólid./vol.total)
γ d = ρd g =
Peso unitario total (peso total/ vol.total)
γ t = ρt g =
A3.
Gs
γw
1+ e
G s (1 + w)
G + Sre
γw = s
γw
1+ e
1+ e
INVESTIGACIÓN DEL SITIO
Existen dos métodos estándar que son particularmente útiles para recopilar
información in situ sobre las propiedades de resistencia del suelo durante la
investigación del sitio. Entre ellos se encuentran:
•
Prueba de penetración estándar
•
Prueba de corte de veleta
Estas pruebas deben cumplir con los siguientes procedimientos estándar ASTM, o
equivalentes reconocidos por la DGAAM:
A3.1
ASTM D 1586-84
Método estándar para el ensayo de penetración estándar
y muestreo de suelos con caña partida
ASTM D 2573-72
Método de prueba estándar para el ensayo de corte de
veleta en suelos cohesivos
ENSAYO DE PENETRACIÓN ESTÁNDAR
El Ensayo de Penetración Estándar (SPT, siglas en inglés) se utiliza para evaluar la
densidad relativa de un depósito de suelo. Utilizando un aparato de muestreo de caña
partida de 35 mm de diámetro interior colocado en un depósito de suelo no disturbado,
el muestreador se introduce 45 cm en el suelo mediante golpes, y se registra el
número de golpes (realizados con un martillo de pistón de 63.5 kg, 760 mm)
requeridos para introducir los 30 cm finales como un valor ‘N’ de resistencia de
penetración estándar.
República del Perú
61
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Anexo A
Usualmente se aplican correcciones al valor N medido para representar las
variaciones en los niveles de esfuerzo del material de cobertura (así como otros
factores, tales como proporción de energía, diámetro de la perforación, el método de
muestreo y la longitud de la varilla); sin embargo, se considera que la más importante
es la corrección del nivel de esfuerzos del material de cobertura. La siguiente fórmula
se utiliza como una correlación aproximada de la presión del material de cobertura
cuando se desarrolla la prueba a una profundidad bajo la superficie del suelo
(McCarthy 1998, Seed et al. 1983):
CN =
1
σV
(A5)
donde CN se refiere al factor de corrección, y σ V es la esfuerzo vertical efectivo del
suelo de cobertura en toneladas/ft2 (1 tonelada/ft2 = 95.76 kPa).
El factor de corrección (CN) se aplica para el valor N medido en el campo, como sigue,
para obtener Ncorregido:
N corregido = C N N campo
(A6)
La correlación empírica de los valores N del ensayo de SPT con densidad y resistencia
son más confiables cuando el depósito de suelo es predominante de material no
cohesivo (i.e., arena). Los suelos cohesivos (i.e., arcillas) pueden producir sesgos
significativos en los valores-N debido a la estructura de grano fino, originando
variaciones en la presión del agua intersticial (presión de poros); como tal, las
correlaciones con la resistencia son menos confiables en estos tipos de suelos.
A3.2
PRUEBA DE CORTE DE VELETA
Esta prueba se utiliza para la estimación in situ de la resistencia no drenada de la
arcilla intacta, completamente saturada, y no es apropiada para otros tipos de suelos,
especialmente si la arcilla contiene arena o laminaciones de limo.
El aparato de la prueba de corte de veleta consiste en una veleta de acero inoxidable
de cuatro paletas rectangulares delgadas colocadas en el extremo de una varilla de
acero. La altura de la veleta (h) es igual al doble de su ancho total (d). La veleta y la
varilla se introducen en la arcilla en la base de una perforación o de la calicata de
prueba, a una profundidad mínima igual al triple del diámetro de la perforación. Se
aplica torsión lentamente a la varilla hasta que la arcilla sea cortada por la rotación de
la veleta. La resistencia al corte de la arcilla (no disturbada-no drenada) cu(und) se
calcula con la expresión:
⎛ d 2h d 3 ⎞
⎟⎟
T = π ⋅ cu ⎜⎜
+
2
6
⎠
⎝
(A7)
donde T es la torsión en la falla, cu es la resistencia al corte no drenada, d y h
representan el diámetro y la altura de la veleta, respectivamente.
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62
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Anexo A
Después de la falla inicial por corte debido a la rotación de la veleta, el suelo es
normalmente remoldeado (rotando manualmente la varilla 6 revoluciones completas
como mínimo y luego permitiendo que la veleta se siente por un minuto como máximo)
y después se puede volver a aplicar la torsión a la varilla suavemente. La torsión
requerida para iniciar una segunda falla por corte en la arcilla puede ser aplicada a la
Ecuación A7 para estimar la resistencia al corte no drenada-remoldeada (cu(rem)) de la
arcilla.
Luego, la sensibilidad del suelo arcilloso (St) se calcula por medio de la siguiente
expresión:
St =
A3.3
cu ( nat )
(A8)
cu ( rem )
IDENTIFICACIÓN DE CAMPO
A continuación se analizan los criterios que se pueden aplicar para identificar la
resistencia y densidad relativa de los suelos cohesivos y sin cohesión. Se espera que
estos criterios se utilicen junto con los resultados de las pruebas de índices de
clasificación tales como distribución del tamaño de grano, límites de Atterberg,
contenidos de agua y densidad, para la caracterización del suelo.
Los criterios de identificación de campo comprenden resultados del ensayo de SPT y
del ensayo de corte de veleta que se utilizarán como índice de correlación para
resistencia/consistencia y densidad. Estas correlaciones se deberán evaluar con más
precisión mediante una prueba de laboratorio.
A3.3.1 Suelos no cohesivos
Estos suelos no muestran comportamiento plástico, cualquiera sea su contenido de
agua, y sus elementos constituyentes pueden ser de grano grueso o fino. Como se vio
en la Tabla A1, los constituyentes de grano grueso, tales como bloques, boleos, grava
y arena, son lo suficientemente grandes a simple vista (>0,075 mm), y el constituyente
no cohesivo de grano fino (limo) está compuesto de partículas no plásticas menores
de 0,075 mm. Se puede evaluar la densidad relativa de los suelos no cohesivos en el
campo de acuerdo al criterio presentado en la Tabla A3. Este criterio está basado en
la experiencia práctica y debe ser utilizado sólo como referencia.
Tabla A3
Densidad Relativa de los Suelos sin Cohesión (Golder 1993)
Densidad Relativa
Muy suelto
Suelto
Compacto
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Valor1 N
Identificación de Campo
Fácilmente penetrable con pala manual.
Fácilmente penetrable con una barra de 12 mm
presionada manualmente. Fácilmente excavable
con pala manual.
Fácilmente penetrable con una barra de 12 mm
golpeada con un martillo de 2.25 kg. Difícil de
excavar con pala de mano.
63
0–4
4 – 10
10 – 30
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Anexo A
Penetrable 30 cm con barra mediante golpes.
Antes de excavar debe aflojarse con un pico.
Penetrable sólo unos cuantos centímetros con
barra mediante golpes. Muy difícil de excavar
aún con un pico.
Denso
Muy denso
30 – 50
> 50
Nota: El número de golpes N sólo se debe usar como una aproximación.
A3.3.2 Suelos Cohesivos
Estos suelos muestran un comportamiento plástico, según lo definido por la prueba de
límites de Atterberg, en un rango razonablemente amplio de contenido de agua. La
plasticidad es controlada por la presencia y tipo de minerales de arcilla dentro del
suelo. Los suelos cohesivos se clasifican como suelos de grano fino, tales como limo
arcilloso, arcilla limosa o arcilla, principalmente de acuerdo a su grado de plasticidad.
Se puede describir la consistencia del suelo cohesivo cualitativamente según las
mediciones de la resistencia al corte no drenada (prueba de corte de veleta), valores
de SPT medidos o el comportamiento del material. Los términos utilizados para
describir la consistencia de los suelos cohesivos y su definición según la resistencia no
drenada y las mediciones de campo se presentan en la Tabla A4. Este criterio está
basado en la experiencia práctica y debe utilizarse sólo como referencia.
Tabla A4
Consistencia de Suelos Cohesivos (Golder 1993)
Consistencia
Identificación de Campo
Resistencia al Corte
2
No Drenado - kPa
1
Valor N
< 12
0–2
Muy suave
Se escurre entre los dedos al
apretarlo.
Suave
Se moldea con una suave presión de
los dedos.
12 – 25
2–4
Firme
Se moldea con una fuerte presión de
los dedos.
25 – 50
4–8
Consistente
Se marca con el pulgar.
50 – 100
8 – 15
Muy consistente
Se marca con la uña del pulgar.
100 – 200
15 – 30
Duro
Difícil de marcar con la uña del
pulgar.
>200
>30
Notas:
1. Los valores N del SPT no constituyen un método confiable para estimar la resistencia/consistencia de las
arcillas.
2. La relación entre la resistencia al corte no drenado, el valor N y la consistencia son sólo aproximaciones.
A4.
PRUEBA DE RESISTENCIA AL CORTE EN
LABORATORIO
La prueba de resistencia al corte en laboratorio se puede realizar en muestras
representativas de suelo no disturbado para obtener parámetros relacionados con las
características de resistencia al corte del suelo. Es importante que la alteración de las
muestras de suelo sea minimizada durante el muestreo a fin de obtener resultados que
sean representativos de las condiciones in situ. Habitualmente se realizan las
siguientes pruebas de resistencia en laboratorio:
República del Perú
64
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Anexo A
•
Ensayo de corte directo.
•
Ensayos triaxiales.
Los ensayos anteriores deben cumplir con los siguientes estándares ASTM, o
equivalentes reconocidos por la DGAAM:
•
ASTM 3080-04 Ensayo de corte directo de suelos bajo condiciones consolidada
drenada.
•
ASTM 2850-03 Ensayo de compresión triaxial no consolidada no drenada para suelos
cohesivos.
•
ASTM D4767-04 Ensayo de compresión triaxial consolidada no drenada para suelos
cohesivos.
A5.
PRINCIPIOS DE MECÁNICA DE SUELOS
A continuación se presenta una breve revisión de los principios relacionados con la
mecánica de suelos correspondiente al esfuerzo y resistencia del suelo. La teoría de
la mecánica de suelos presentada es sólo una parte de lo que actualmente existe.
Esta sección y la siguiente (Licuefación y Arcillas Sensibles) constituyen sólo una
introducción a los conceptos de ingeniería de mecánica de suelos. Para mayores
detalles el lector deberá remitirse a cualquier texto de mecánica de suelos, tal como
Badillo & Rodriguez (2000), Craig (1997), Lambe & Whitman (1969) o McCarthy
(1998).
A5.1
ESFUERZO EFECTIVO
Los esfuerzos verticales transmitidos a las partículas del suelo a una profundidad (d)
son proporcionales al peso del suelo sobre dicha superficie, de acuerdo con la
siguiente relación:
σ v = dγ (A9)
donde σ v es el esfuerzo vertical que se experimenta en la profundidad d, y γ es el
peso unitario promedio total del suelo sobre dicha profundidad.
Si existe una napa freática a la profundidad (z) bajo la superficie del suelo pero sobre
la profundidad (d) de la partícula del suelo en cuestión, la napa freática transmite un
efecto flotante dentro de las partículas del suelo denominado presión intersticial1 (u).
El esfuerzo que experimentan las partículas de suelo bajo la influencia de la presión
intersticial se denomina esfuerzo vertical efectivo ( σ v' ), y se puede calcular de acuerdo
a lo siguiente:
σ v' = σ v − u = dγ − zγ w
(A10)
donde γ w se refiere al peso unitario del agua (9,81 kN/m3).
1
También llamada presión de poros.
República del Perú
65
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
A5.2
RESISTENCIA AL CORTE
La resistencia al corte ( τ ) de un suelo se puede expresar mediante el criterio de falla
de Mohr-Coulomb, dada la siguiente expresión:
τ = c ' + σ n' tan φ '
(A11)
donde c ' , y φ ' , se refieren a la cohesión efectiva y al ángulo de fricción efectivo,
respectivamente.
El esfuerzo normal efectivo σ n' , es el esfuerzo que actúa
perpendicularmente al plano de corte.
El ángulo de fricción máximo es el componente de la resistencia a la fricción cuando
se aplica el esfuerzo, pero al inicio del corte (cuando las deformaciones son
pequeñas), y el ángulo de fricción final es el componente de resistencia a la fricción
una vez que se produce el corte o la deformación (cuando las deformaciones son
mayores). A continuación se presentan algunos valores típicos de ángulos de fricción:
Ángulo
Tipo de Suelo
φ (°)
Final
Máximo
Mezcla de arena y grava
33 - 36
40 - 50
Arena bien gradada
32 - 35
40 - 50
Arena fina a media
29 - 32
32 - 35
Arena limonítica
27 - 32
30 - 33
Limo (no plástico)
26 - 30
30 - 35
(Fuente: McCarthy 1998).
A5.3
SENSIBILIDAD DE LAS ARCILLAS
Sensibilidad (St) es el término utilizado para describir la susceptibilidad de las arcillas a
la reducción de su resistencia con la deformación, y puede ser calculada en base a su
resistencia no alterada–no drenada comparada con su resistencia remoldeada–no
drenada, como se ve a continuación:
St =
cu ( nat )
cu ( rem )
(A12)
donde cu(nat) y cu(rem) son las resistencias no drenadas, no alteradas y remoldeadas
respectivamente.
La resistencia al corte no drenado puede ser mejor estimada in situ utilizando el
ensayo de corte de veleta, según se discutió previamente en la Sección A3-2.
República del Perú
66
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Anexo A
A6.
LICUEFACCIÓN Y ARCILLAS SENSITIVAS
La licuefacción se refiere a la reducción de la resistencia y rigidez de los suelos debido
al aumento de la presión del agua intersticial, la cual reduce las fuerzas de contacto
intergranular y reduce el esfuerzo efectivo en el suelo. El contacto entre partículas
proporciona resistencia y rigidez al suelo en forma de cohesión y fricción.
El exceso de las presión de poros combinado con una fuerza disturbadora (e.g.,
eventos sísmicos) actúa para eliminar o al menos reducir la interacción entre
partículas. La disturbación inicial causa un cambio menor y una nueva disposición de
las partículas del suelo, lo que da como resultado una pérdida del volumen de la masa
total de suelo. La pérdida del volumen trae como resultado un exceso de presiones de
agua intersticial, lo que hace que las partículas queden momentáneamente en
suspensión (i.e., los esfuerzos efectivos pueden aproximarse a cero). Cuando las
partículas están en suspensión el suelo se comporta más bien como un líquido, de allí
el término “liquefacción”.
Existen dos tipos de licuefacción: licuefacción por carga cíclica y licuefacción por
deformación-ablandamiento (flujo). Ambos fenómenos están muy relacionados, pero
son intrínsecamente diferentes.
La licuefacción por carga cíclica se refiere a la reducción de la rigidez y de la
resistencia al corte debido al incremento cíclico de las presiones del agua intersticial.
Este incremento puede ocurrir la mayoría de las veces debido a la propagación de la
velocidad de la onda sísmica en el suelo u otras vibraciones basadas en estímulos,
tales como voladura o carga dinámica con maquinaria pesada.
La deformación-ablandamiento, también conocida como licuefacción de flujo o “arcillas
sensitivas” es la pérdida de la resistencia y rigidez debido al corte y remoldeo
unidireccional de las partículas del suelo, habitualmente como resultado de un evento
mayor de corte unidireccional producido por un terremoto, rebote isostático o pérdida
del esfuerzo efectivo.
A6.1
LICUEFACCIÓN DE SUELOS NO COHESIVOS
Las siguientes “reglas prácticas” se aplican a las arenas y arenas limosas sueltas y no
cohesivas, las cuales probablemente tengan potencial de licuefacción: (Golder 2004)
•
Saturación (Sr) ≈ 100 %, y;
•
Tamaño de partícula: Coeficiente de uniformidad (Cu) ≤ 15, y;
•
Tamaño de partícula: 0,05 ≤ D50 ≤ 1,5 mm, y;
•
Esfuerzos verticales efectivos: σν' ≤ 200 - 200 kPa
Si se cumplen los criterios anteriores para un suelo sin cohesión suelto o muy suelto,
es necesario realizar mayores investigaciones y pruebas para evaluar el potencial de
licuefacción.
La evidencia empírica proveniente de estudios realizados en China sugiere que la
vulnerabilidad de los depósitos arenosos a los eventos de licuefacción se puede
correlacionar razonablemente bien con la resistencia a la penetración del ensayo de
SPT corregida para una profundidad (N1=Ncorregido). El valor N corregido se puede
República del Perú
67
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Anexo A
comparar después con el valor N crítico (Ncrítico) para la evaluación del potencial de
licuefacción de acuerdo a la siguiente relación (Seed et al 1983, McCarthy 1998):
N crítico = N [1 + 0.125(d s − 3) − 0.05(d w − 2) − 0.07(%arcilla )]
(A13)
donde ds y dw se refieren a la profundidad de la capa de arena y a la napa freática,
respectivamente (en metros). La expresión N es una función de la intensidad sísmica
pronosticada para el área de acuerdo a la intensidad de Mercalli Modificada,
presentada de la siguiente forma:
Intensidad de Mercalli Modificada
N
(en golpes por pie)
≈ VII
6
≈ VIII
10
≈ IX
16
Nuevamente, los criterios anteriores servirán de base para determinar si se deberán
realizar estudios más detallados, los cuales pueden requerir mayor investigación y
pruebas de campo.
A6.2
LICUEFACCIÓN DE SUELOS COHESIVOS
Generalmente se utilizan los Criterios Chinos Modificados (Wang 1979) para estimar el
potencial de licuefacción de suelos cohesivos. Estos criterios comprenden lo
siguiente:
•
Arcillas que se ubican sobre la Línea A (Carta de plasticidad, Figura A1), y;
•
Menos del 15 % de finos que pasan por un tamiz de 0,005 mm (D15 ≥ 5 µm), y;
•
Límite líquido: wL ≤ 35 %, y;
•
Contenido de agua: w ≥ 0,9 wL.
Recientes investigaciones señalan que los Criterios Chinos Modificados quizá no sean
lo suficientemente conservativos para evaluar suelos cohesivos potencialmente
licuables. Mediante retroanálisis de eventos de licuefacción actuales, el Centro
Nacional de Investigación de Ingeniería de Terremotos (NCEER, siglas en inglés) ha
propuesto criterios actualizados para la evaluación de suelos cohesivos
potencialmente licuables. Estos criterios se grafican en la carta de plasticidad
modificada de la Figura A2.
Si se observa que un suelo cohesivo tiene propiedades que lo hacen potencialmente
susceptible a eventos de licuefacción, se deberán realizar mayores investigaciones,
pruebas y análisis.
A6.3
ARCILLA SENSITIVAS
Las arcillas altamente sensitivas se derivan habitualmente de los sedimentos de grano
fino depositados originalmente en ambientes marinos y salinos y posteriormente
sometidos a lixiviación con agua fresca. Los sedimentos depositados en estas
condiciones tienen partículas que son floculadas e inestables con una proporción alta
República del Perú
68
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
de vacíos, lo que las hace susceptibles a la contracción y licuefacción en casos de
alteración. Esta sensibilidad habitualmente se debe a la desalinización de la arcilla por
lixiviación. A medida que la arcilla pierde salinidad, los lazos entre partículas se
debilitan y las partículas se hacen más susceptibles al colapso.
Figura A2
Recomendaciones del NCEER Respecto a los Tipos de Suelo
Cohesivo Potencialmente Licuables (Seed 2003)
Esta sensibilidad al colapso se puede calificar utilizando la relación de resistencia a la
sensibilidad (St) presentada en la Sección 5.3, la cual relaciona la resistencia no
alterada con la resistencia remoldeada de la arcilla. La sensibilidad de las arcillas en
términos de la relación de sensibilidad es como sigue: (McCarthy 1998)
No sensible: St ≤ 2
Moderadamente sensible: 2 ≤ St ≤ 4
Sensible: 4 ≤ St ≤ 8
Muy sensible: 8 ≤ St ≤ 16
Movediza: St ≥ 16
Las arcillas de mayor preocupación son aquellas muy sensibles (St > 8).
Un resumen de las propiedades de sensibilidad de arcillas, analizada a partir del retro
análisis de flujo de deslizamientos, ha proporcionado criterios adicionales. Como se
ha podido ver en estos casos, las arcillas sensibles tienen habitualmente las siguientes
características (Mitchell et al 1973):
•
baja plasticidad;
•
consistencia suave a firme antes del remoldeo, muy blanda después del remoldeo;
•
índice de liquidez mayor que 1,0; y
República del Perú
69
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Anexo A
•
valores St de 10 a 200.
Una baja resistencia residual (remoldeado) es habitual en las arcillas sensibles.
Lerouil et al (1996) sugiere que para que ocurra deslizamiento de flujo, Su(rem) es menor
que 1 kPa ó IL es mayor que 1,2 %. También se utiliza como estimación una salinidad
baja en el agua de poros < 3 de gr/litro debido a pérdida de salinidad por lixiviación
(Tavenas 1984).
A7.
COMPACTACIÓN
A7.1
CONTROL DE LA HUMEDAD
Como se puede revisar en la literatura técnica, la influencia de la humedad del suelo
en el proceso de compactación es importante, de esta manera es imprescindible la
presentación del control del contenido de humedad de la capa granular objeto de la
compactación en un diseño de pilar corona.
Si esto no se realizase, las variaciones de humedad que se producen después de la
construcción, al provocar cambios de volumen con determinados tipos de suelos,
pueden producir deformaciones del relleno. La humedad de referencia que se suele
tomar es la óptima que se obtiene en el ensayo Proctor Normal. Esta humedad, en la
mayor parte de las capas granulares, suele ser similar a la que tendría dicha capa
pasado un cierto tiempo después de su construcción. Por lo tanto si la construcción se
realizase con esta humedad se evitarían cambios de humedad importantes desde la
construcción hasta que la capa granular alcance su humedad de equilibrio final.
En relación a la humedad de la capa granular antes de la compactación y a la
humedad óptima, cabe indicar lo siguiente:
•
Existen problemas cuando el material de la capa granular, llega al lugar donde será
dispuesto con poca humedad. Se debe de determinar cuál es la humedad que tenía
antes en el terreno o en el acopio, ya que puede suceder que durante las fases de
extracción, transporte y colocación, el suelo pierda demasiada humedad. Si esto es
así, un nuevo estudio de laboratorio de estas operaciones puede reducir o eliminar el
problema.
•
Como última opción, el añadir agua se debe hacer cuanto antes en la cadena de
extracción o formación, acopio y colocación del relleno. Esta medida se realiza sobre
el material extendido y debe de efectuarse con un equipo adecuado que distribuya el
agua uniformemente en toda la capa de material de relleno utilizando maquinaria
apropiada.
Los problemas que pueden surgir por no corregir la humedad son los siguientes:
•
Materiales con curvas de compactación (relación humedad de compactacióndensidad seca) con máximos muy pronunciados, y por lo tanto muy sensibles en los
resultados obtenidos a la humedad utilizada.
•
Los suelos expansivos en especial son muy sensibles a las variaciones de humedad.
•
El efecto de compactación del lado seco no garantiza la uniformidad en el fondo de la
capa.
República del Perú
70
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
•
A7.2
Al colocar capas secas y con no excesiva densidad se corre el riesgo de que se
produzcan asentamientos de consideración con lluvias importantes, infiltraciones o
con inundaciones.
CONTROL DE LA COMPACTACIÓN
Brevemente, el control de la compactación se puede realizar de tres formas diferentes:
•
Control del proceso de ejecución
Este tipo de control consiste en controlar la forma en que se va a ejecutar la
compactación fijando, según las características del suelo y del tipo de maquinaria a
emplear, el espesor de capa y número de pasadas que se deben efectuar hasta dar
por terminada la compactación.
•
Control del producto terminado
En este caso se establecen las condiciones que debe cumplir el material que
compone el relleno una vez colocado. En general se utiliza la densidad seca del
material colocado como un porcentaje de la densidad máxima obtenida en el
laboratorio según el Proctor normal o Proctor modificado.
Más preciso es calcular directamente los módulos de elasticidad de las capas
mediante los ensayos de la placa de carga o del deflectómetro de impacto.
•
Control a posteriori
Es un tipo de control no recomendable pero que a veces es necesario realizar
correctamente porque existe alguna duda del resultado final de la compactación o por
no haberse realizado previamente ninguno de los controles indicados anteriormente.
Para este proceso se pueden realizar calicatas que permiten analizar la compactación
obtenida, aunque luego es preciso rellenarlas y compactarlas a niveles similares al
resto de la capa. También es posible utilizar cualquier ensayo similar a los que se
realizan para analizar capacidad portante de terrenos para cimentaciones, como el
penetrómetro dinámico (DPL).
República del Perú
71
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
A8.
REFERENCIAS
Badillo, J. & Rodriguez R. (2000). Mecánica de Suelos – Tomo 2 Teoría y Aplicaciones
de la Mecánica de Suelos, Limusa Noriega Editores, México DF, México, 702 p.
Craig, R.F., 1997, Soil Mechanics – Sixth Addition, Spon Press Taylor & Francis
Group, New York. pp 113-115.
Golder Associates, 1993, Field Procedures Manual, Golder Associates Ltd.,
Mississauga pp 108, A3-A11.
Golder Associates, Cours Sur La Conception des Barricades dans les Mines
Souterraines, Montreal, May 2004.
Lambe, W. & Whitman, J. (1969). Soil Mechanics, John Wiley & Sons Inc Ed.,
Massachusetts, USA, 547 p.
Lerouiel, S. et al, 1996, “Geotechnical Characterisation of Slope Movements”.
Proceedings on the Seventh International Symposium on Landslides,
Trondheim, Norway, Bolkema Rotterdam, Vol 1, pp 53-74.
McCarthy David F., 1998, Essentials of Soil Mechanics and Foundation-Fifth Edition.
Prentice-Hall Inc. Upper Saddle River, NJ, pp 147-149.
Mitchell, R.J. & Markell, A.R., 1973, "Flowsliding in Sensitive Soils", Canadian
Geotechnical Journal, 11, 1994, pp 11-31.
Seed et al. 2003, “Recent Advances in Soil Liquefaction Engineering: A Unified and
Consistent Framework”, 26th Annual ASCE Los Angelas Geotechnical Spring
Seminar, Long Beach California.
Seed, H.B., Idriss, I.M., Arango, I. 1983, “Evaluation of Liquefaction Performance Using
Field Performance Data”, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE 109(3),
pp. 458-481.
Tavenas, F.1984, “Landslides in Canadian Sensitive Soils”, Proceedings on the Fourth
International Symposium on Landslides, Toronto, Vol 1.,pp. 141-153.
Wang, W. 1979, “Some Findings in Soil Liquefaction”, Research Report, Water
Conservancy and Hydroelectric Power Scientific Institute, Beijing, August.
República del Perú
72
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Anexo B
Clasificación del Macizo Rocoso
República del Perú
73
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Sección
Página
B1.
Introducción....................................................................................................... 77
B2.
Recolección de Datos Geotécnicos................................................................. 77
B2.1 Definición de un Macizo Rocoso ........................................................... 77
B2.2 Investigación del Sitio ............................................................................ 78
B2.2.1 RQD Obtenido del Registro de Testigo.................................................... 78
B2.2.2 RQD Obtenido del Mapeo de Paredes..................................................... 81
B2.2.3 Resistencia y Meteorización..................................................................... 82
B2.2.3.1 Índice de Dureza ISRM .............................................................. 83
B2.2.3.2 Índice de Resistencia de Carga Puntual.................................... 84
B2.2.3.3 Índices de Meteorización y/o Alteración .................................... 85
B2.2.4 Datos de Discontinuidad .......................................................................... 86
B2.2.4.1 Frecuencia de Fracturas y Espaciamiento................................. 87
B2.2.4.2 Orientación de las Discontinuidades.......................................... 87
B2.2.4.3 Condición de la Superficie a lo largo de las Discontinuidades .. 87
B3.
CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO ........................................................ 90
B3.1.1
B3.1.2
B3.1.3
B3.1.4
Sistema RMR de Bieniawski .................................................................... 91
Ejemplo: Aplicación del RMR en la Evaluación del Macizo Rocoso........ 91
Índice Q del Sistema de Barton................................................................ 93
Ejemplo: Aplicación del Sistema Q en la evaluación del Macizo
Rocoso 96
B3.1.5 Correlación RMR & Sistema Q................................................................. 97
B4.
APLICACIONES DE LA CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO ................ 97
B4.1.1 Criterios de Diseño Empírico.................................................................... 98
B4.1.2 Uso del Sistema RMR de Bieniawski para el Diseño............................... 98
B4.1.3 Uso del Sistema Q de Barton para el Diseño .......................................... 98
B4.2 Derivación de Parámetros del Macizo Rocoso..................................... 99
B4.2.1 Propiedades Elásticas ............................................................................ 100
B4.2.2 Criterio de Falla Generalizado de Hoek-Brown (Hoek 2002)................. 100
B4.2.3 Criterio de Falla de Mohr-Coulomb ........................................................ 103
B5.
REFERENCIAS................................................................................................. 105
LISTA DE TABLAS
Datos de Resistencia para la Roca Intacta (Bieniawski, 1973).................. 83
Estimación en Campo de la Dureza de la Roca que Representa la
Resistencia de la Roca Intacta (ISRM, 1981) ............................................ 84
Tabla B3 Clasificación de la Meteorización de la Roca (ISRM 1981) ....................... 86
Tabla B4 Valores para la Condición de las Discontinuidades (Bienawski 1976) ...... 88
Tabla B5 Guía para la Clasificación de Discontinuidades (Bieniawski 1976/1989
RMR).......................................................................................................... 88
Tabla B6 Parámetros de Discontinuidad del Sistema Q, Descripciones y Valores
Asignados (Barton et al. 1974)................................................................... 90
Tabla B7 Sistema de Valoración del Macizo Rocoso RMR76 (Bieniawski 1976)....... 92
Tabla B8 Índice del Sistema Q (Barton et al. 1974) .................................................. 94
Tabla B9 Valores Típicos para mi para el Criterio de Hoek y Brown (1988) ........... 101
Tabla B10 Cálculo de Constantes mb/mi, s y a para el Criterio de Hoek & Brown
(1988) (Hoek et al., 1995) ........................................................................ 104
Tabla B11 Guías para el Cálculo del Factor D de Disurbación para Excavaciones
Subterráneas (Hoek et al., 2002) ............................................................. 105
Tabla B1
Tabla B2
República del Perú
75
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
LISTA DE FIGURAS
Figura B1 Ejemplo de una hoja de Registro de Testigos ........................................... 79
Figura B2 Ejemplo de una Hoja de Mapeo Geotécnico.............................................. 80
Figura B3 Procedimientos RQD de Registro de Testigos .......................................... 81
Figura B4 Estimación del RQD Equivalente (RQDW) de una Cara Expuesta de la
Roca (Hutchinson & Diederichs, 1996) ...................................................... 82
Figura B5 Representación Ilustrativa de Rugosidad de las Juntas (Barton, 1987) ... 89
Figura B6 Relación entre Tiempo de Autosoporte, Espaciamiento del Techo y
RMR (Bieniawski, 1989)............................................................................. 99
República del Perú
76
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
B1.
INTRODUCCIÓN
Como parte del proceso de diseño del tapón y evaluación de la estabilidad del pilar
corona, es necesario el uso de un esquema de clasificación del macizo rocoso.
Para el diseño del tapón o para evaluar la competencia del pilar corona, se debe
caracterizar el macizo rocoso para proveer de una base para el estimado de la
resistencia y propiedades de deformación del macizo rocoso. También es de mucha
utilidad una completa clasificación del macizo rocoso ya que el procedimiento sirve
como una lista de verificación para asegurar que se haya considerado toda la
información relevante durante el proceso de evaluación del diseño.
Con el fin de obtener datos reales de relevancia para la clasificación del macizo
rocoso, se requiere una evaluación del sitio para caracterizar el macizo rocoso. El tipo
de investigación apropiado dependerá del macizo rocoso, su ubicación y la facilidad de
acceso para inspeccionar la zona adecuadamente. Si el acceso es difícil, entonces los
datos se deberán obtener a través de testigos de perforación, de lo contrario sólo será
suficiente un mapeo de inspección de campo. Los datos a recolectar podrían incluir
ensayos de laboratorio de resistencia y deformación y ensayos de permeabilidad en
campo.
Los dos esquemas de clasificación del macizo rocoso más comúnmente utilizados son
el sistema de Valoración del Macizo Rocoso (RMR, siglas en inglés) de Bieniawski
(Bieniawski 1976) y el sistema del Indice Q de Barton (Barton et al. 1974). Ambos son
sistemas con base empírica que requieren datos geotécnicos similares para producir
interpretaciones similares del comportamiento del macizo rocoso. Por lo tanto, estos
sistemas pueden ser aplicados como guía para el diseño empírico, así como para
obtener estimaciones de los parámetros de resistencia del macizo rocoso.
B2.
RECOLECCIÓN DE DATOS GEOTÉCNICOS
La finalidad de una investigación geotécnica del sitio es determinar las características
del macizo rocoso en cuanto a sus propiedades. Los aspectos necesarios para
realizar una adecuada investigación geotécnica del sitio se presentan a continuación.
B2.1
DEFINICIÓN DE UN MACIZO ROCOSO
Un macizo rocoso es el resultado de bloques de roca intactos que se encuentran
juntos en un macizo en forma de bloque. La resistencia y comportamiento de todo el
macizo rocoso está controlado por el material de roca intacta en combinación con la
frecuencia y características de los planos de debilidad.
Un macizo rocoso puede estar conformado por más de un dominio. Un dominio
geotécnico es una zona dentro del macizo rocoso que contiene propiedades similares,
y cada dominio tendrá una estructura geológica. Es necesario identificar la variedad
de dominios y estructuras geotécnicas dentro de un macizo rocoso que pueda
impactar el diseño del pilar corona o el tapón. Las características de un dominio
geotécnico incluyen:
República del Perú
77
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
•
Características geotécnicas similares de los planos de debilidad – particularmente
orientación, espaciado y propiedades de resistencia cortante ;
•
Grado de meteorización y/o alteración;
•
Resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta;
•
Módulo de deformación del macizo rocoso;
•
Esfuerzo de la roca en campo (pre-minado y esfuerzo inducido en campo); y
•
Permeabilidad del macizo rocoso.
De las anteriores propiedades, los planos de debilidad, el grado de
meteorización/alteración, y la resistencia pueden ser evaluados en un grado razonable
de confiabilidad a través de una investigación de campo estándar que involucra el
registro de testigos o mapeo. Los ensayos de campo o laboratorio son necesarios
para definir la resistencia, módulo de deformación, esfuerzo de la roca en campo y
permeabilidad del macizo rocoso.
B2.2
INVESTIGACIÓN DEL SITIO
Los siguientes son procedimientos para la recolección de las propiedades relevantes
del macizo rocoso relacionadas con la investigación del sitio.
En la Figura B1 se muestra un ejemplo de una hoja estándar de registro de testigos, y
en la Figura B2 una hoja estándar de mapeo de paredes.
B2.2.1 RQD Obtenido del Registro de Testigo
La Designación de la Calidad de Roca (Rock Quality Designation - RQD) es un índice
cuantitativo que se obtiene del testigo de perforación diamantina. Considera sólo las
piezas de testigos de roca dura y sana de 100 mm o mayor longitud. Las de menor
longitud son ignoradas (ver Figura B3 como ejemplo). El RQD se calcula de la
siguiente manera:
RQD = 100×
longitud de segmentos de 100mm o más
(%)
longitud del testigo
Se deben utilizar testigos de por lo menos 50 mm de diámetro. Si se utilizan testigos
de menores o mayores diámetros, la longitud nominal de 100 mm deberá modificarse
para que corresponda a dos veces el diámetro del testigo.
Es importante distinguir entre las fracturas mecánicas o naturales encontradas en el
testigo. Una fractura mecánica causada por la manipulación no debe afectar
adversamente el índice de RQD. Los tramos del testigo con fracturas mecánicas
deberán aproximarse a una unidad sólida con el fin de llegar a un valor RQD que
refleje la calidad del macizo rocoso in situ.
República del Perú
78
Ministerio de Energía y Minas
Profundidad / Elevación (m)
79
Intervalo de recuperación de data
Ministerio de Energía y Minas
Estratificado:
Foliación:
Contacto:
Ortogonal:
Clivage:
JN
FLT
SHR
VN
CJ
Junta:
Falla:
Cizalla:
Vena:
Combinado :
CL
OR
BD
ON: Ondulado
CU: Curvo ES: Escalado
PL: Plano
Forma:
Capa de Arcilla
2
4
K: Pulido
IR: Irregular PU: Pulido
Rugosidad:
Arcilla expansiva> 5mm
20
10
15
Arcilla blanda > 5mm
12
8
6
Arcilla rígida > 5mm
Arcilla expansiva < 5mm
Arcilla blanda < 5mm
Arcilla rígida < 5mm
Arena/Roca triturada
Relleno:
Data de Resistencia
Flush:
Feed:
Profundidad (m)
Símbolo
RU: Rugosidad
SU: Liso
MR: Muy rugoso
Macizo triturado
Cuatro o más familias
Tres familias aleatorias
Tres familias
Dos familias aleatorias
Dos familias
Una familia aleatoria
Una familia
Macizo intacto
Número de Juntas, Jn:
Ja
Página:
Ep: Epidota
Cl: Arcilla
Ch: Cloruro Fe: Hierro
Ca: Calcita
Bt: Biotita
Jn
Qz: Cuarzo
He: Hematita
Gr: Grava
Go: relleno de falla
Logeado por:
Proyecto Nº
Nombre del Proyecto:
Rf: Roca Fracturada
Relleno:
20
15
12
9
6
4
3
2
0.5
Jr
DATOS DE LAS DISCONTINUIDADES
Descripción de la
Orientación
Superficie
Equipo del Taladro:
Perforadores:
Contratista de Perforación:
Logeado por:
Fecha de perforación y logeo :
Página
Falla Breccia / Gouge
Su: Sulfuro
Si: Limo
Se: Sericita
Sa: Arena
hasta
hasta
HUECO #:
Ejemplo de una hoja de Registro de Testigos
CO
4
Capa limosa/arenosa
0.5
Plano / Pulido
Tipo:
3
Ligeramente Alterada
1.0
Plano / Fino / relleno
1
Poco Alterado
1.5
Plano y Rugoso
0.75
Fracturas
2.0
Ondulado y Liso
Profundidad (m)
Sin Relleno:
Alteración Junta, Ja:
Intervalo Nº y Profundidad (desde
- hasta) (m)
3.0
FO
DESCRPCION
TIPO DE ROCA
TCR (m)
Ondulado y Rugoso
Unión de Rugosidad, Jr:
Revestimiento y centro
diámetro/profundidad (m)
Tipo Bit:
SCR (m)
Inclinación:
Presencia de agua
Azimut:
RQD (m)
Elevación:
m
Fracturas por
Datum:
Indice de Resistencia
Punto de Referencia:
Indice de alteración
Nombre del Proyecto :
Tipo y Número (#)
Este:
Buzamiento
Norte:
Dirección de Buzamiento
Proyecto No:
Forma
REGISTRO DE PERFORACION Y ENSAYO EN ROCA - PERFORACION Nº.
Núcleo Roto
Ejemplo de una hoja de Registro de Testigos
Rugosidad
República del Perú
Relleno
Figura B1
Notas / Comentarios / Marca de
Profundidad / Tipo de Relleno y
Espesor
Figura B2
Anexo B
República del Perú
80
Tipo
Orientación
Dirección del
Buzamiento
Buzamiento
Min
Max
Jc=
N
Promedio
Nº / m
Espaciamiento de la discontinuidad
EFECTOS DE LA VOLADURA
RQD equivalente
(RQD = 115 - 3.3 Jc = número total de uniones / set / metro)
ORIENTACIÓN RELATIVA DE LAS DISCONTINUIDADES
Número
Sistema de
Juntas
DISCONTINUIDADES DEL MACIZO ROCOSO
Roca muy blanda
Roca dura
Ectremadamente dura
AGUA SUBTERRANEA
RESISTENCIA DEL MATERIAL INTACTO
Suelo
Roca blanda
Roca muy dura
ALTERACIÓN
MAPEADO POR
Pequeño Relleno Alteración
COMENTARIOS
Largo
Condición de las juntas
Tramo/Buzamiento
Ajustado MRMR = (UCS + FF + cond(agua)) x adj
Bieniawski RMR = UCS+RQD+spacing+cond+water+orien
Q = RQD/Jn x Jr/Ja x Jw/SRF
CLASIFICACIÓN
UBICACIÓN
DESCRIPCION DEL MACIZO ROCOSO Y LA HOJA DE CLASIFICACIÓN
Ejemplo de una Hoja de Mapeo Geotécnico
TIPO DE ROCA
FECHA
Figura B4
Tramo/Rumbo
Anexo B
Figura B3Ejemplo de una Hoja de Mapeo Geotécnico
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Figura B5Procedimientos RQD de Registro de Testigos
B2.2.2 RQD Obtenido del Mapeo de Paredes
La medición del índice de RQD también puede ser adaptada para el mapeo de
paredes de discontinuidades. Cuando se realice el mapeo lineal en las paredes de la
labor subterránea, el RQD puede ser evaluado aproximadamente usando la siguiente
ecuación:
RQD = 115 - 3.3 Jv (aprox.)
(B1)
(RQD = 100; para JV < 4.5)
El conteo volumétrico de discontinuidades “Jv” está definido como la suma del número
de discontinuidades por metro cúbico para todas las discontinuidades presentes. El
número de discontinuidades de cada conjunto deberá estar contabilizado a distancias
apropiadas (e.g., 5 m o 10 m a lo largo de una dirección perpendicular al rumbo del
conjunto de discontinuidades.
De manera alternativa, se puede usar el inverso del espaciado verdadero
representativo para cada conjunto, de la siguiente manera:
Jv =
No. de juntas J1
No. de juntas J2
No. de juntas J3
+
+
+ etc.
Espaciamiento J1 Espaciamiento J2 Espaciamiento J3
(B2)
Hay que señalar que se deberá usar el espaciamiento verdadero y no el
espaciamiento aparente producido por la intersección oblicua con la pared de roca.
Esta medida es válida para macizos rocosos de 3 o más conjuntos de juntas bien
desarrolladas.
República del Perú
81
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Otro método simple para calcular el RQD consiste en usar una regla graduada de 2 m
de largo colocada en la cara de una roca expuesta como se puede apreciar en la
Figura B4 (Hutchinson & Diederichs, 1996). Hay que resaltar que se puede usar la
misma cinta utilizada para el mapeo lineal. El RQD se calcularía añadiendo la longitud
de todos los espacios entre juntas o entre planos de estratificación mayores a 10 cm y
dividiéndola entre la longitud de la regla usada. Cuando se hace la estimación del
RQD para un macizo rocoso no disturbado, se debe tener cuidado de considerar sólo
discontinuidades in situ y no grietas de tensión inducidas y fracturas relacionadas con
voladuras. Ignorar cualquier fractura que tenga menos de 0.5 m de longitud. El RQDw
es un estimado de la calidad del macizo rocoso post excavación que podría ser un
límite inferior para la calidad de la roca local cuando se compara con el RQD obtenido
del registro de testigos.
Figura B6
Estimación del RQD Equivalente (RQDW) de una Cara Expuesta de la
Roca (Hutchinson & Diederichs, 1996)
B2.2.3 Resistencia y Meteorización
Para los propósitos de la clasificación del macizo rocoso, la resistencia de la roca se
registra durante la investigación del sitio en términos de su Resistencia a la
Compresión Uniaxial o Resistencia a la Compresión No Confinada (Uniaxial
Compression Strenght - UCS) en MPa.
La meteorización y alteración (química/hidrotermal) de la roca también deberá ser
registrada durante la investigación de sitio, ya que típicamente proporciona un medio
cualitativo de predicción de la resistencia en base a la degradación de la roca.
Existen diversos métodos directos e indirectos para obtener el UCS, incluyendo:
•
Ensayos de Laboratorio de UCS de los testigos;
República del Perú
82
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
•
Ensayos de Carga Puntual (Point Load Test - PLT) de los testigos o los fragmentos
de roca; o
•
Ensayos de índices de resistencia usando la escala de índice de dureza del ISRM
(International Society of Rock Mechanic).
En la Tabla B1 se muestra un rango típico de los valores de UCS para los diversos
tipos de roca como referencia.
Tabla B1
Datos de Resistencia para la Roca Intacta (Bieniawski, 1973)
Tipo de Roca
Resistencia a la Compresión Uniaxial (MPa)
Min.
Max.
Promedio
Tiza
1.1
1.8
1.5
Sal en roca
15
29
22.0
Carbón
13
41
31.6
Limolita
25
38
32.0
Esquisto
31
70
43.1
Pizarra
33
150
70.0
Lutita
36
172
95.6
Arenisca
40
179
95.9
Lodolita
52
152
99.3
Mármol
60
140
112.5
Caliza
69
180
121.8
Dolomía
83
165
126.3
Andesita
127
138
128.5
Granito
153
233
188.4
Gneiss
159
256
195.0
Basalto
168
359
252.7
Cuarcita
200
304
252.0
Onlerita
227
319
280.3
Gabro
290
326
298.0
Chert
587
683
635.0
B2.2.3.1 Índice de Dureza ISRM
La escala de dureza de la Tabla B2 debería ser utilizada para estimación de la
resistencia de la roca en campo. Estos procedimientos básicos pueden aplicarse al
registro de testigos o a investigaciones de mapeo de paredes. Las clasificaciones se
basan en simples ensayos mecánicos que pueden realizarse fácilmente en campo. La
dureza promedio ponderada de todo el intervalo del registro deberá tomarse a la mitad
del intervalo más cercano, e.g., R2.5 (R2.5 sería de R2 a R3).
Los detalles de zonas fracturadas, deberán registrarse por separado en el Registro
Gráfico y en la Descripción de Ingeniería. Siempre que sea posible, todo el rango de
los ensayos deberá usarse para determinar la dureza, incluyendo el golpe del testigo
con un martillo de geólogo, raspado y pelado con una cuchilla y rayaduras con la uña
del dedo pulgar, según los procedimientos descritos en la tabla.
República del Perú
83
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Tabla B2
Estimación en Campo de la Dureza de la Roca que Representa la
Resistencia de la Roca Intacta (ISRM, 1981)
Grado
Descripción
R0
Roca
Extremadamente
débil
R1
Roca muy débil
R2
Roca débil
R3
Roca
moderadamente
dura
R4
Roca dura
R5
Roca muy dura
R6
Roca
extremadamente
dura
Identificación en Campo
La roca puede ser marcada con la uña del
pulgar.
Se puede dar forma al material o escarbarse
con la cuchilla de bolsillo.
Se desintegra al golpe firme con la punta de la
picota.
La cuchilla corta el material pero es muy duro
como para darle forma de especimenes
triaxiales o el material puede escarbarse
difícilmente con una cuchilla de bolsillo.
Leves indentaciones (< 5mm) se pueden
realizar con golpe firme con la punta de la
picota.
No puede rasparse o escarbarse con una
cuchilla de bolsillo.
Las muestras de mano pueden fracturarse con
un solo golpe firme de picota.
Las muestras de mano requieren más de un
golpe de picota para fracturarse.
La muestra requiere muchos golpes de picota
para romper los especimenes de roca intacta
(o para fracturarla).
Los repetidos golpes de picota solo obtienen
esquirlas.
Rango Aprox. de
Resistencia a la
Compresión
Uniaxial
Mpa
0.25 -1
1.0 – 5.0
5.0 - 25
25 - 50
50 - 100
100 - 250
> 250
Nota:
1. Las muestras de mano deberán tener una altura ≅ 2 veces su diámetro.
2. Los materiales con resistencia a la comprensión uniaxial menor a 0.5 MPa y los materiales sin cohesión deberán
ser clasificados usando el sistema de clasificación de suelos.
3. Es probable que las rocas con resistencia a la compresión uniaxial por debajo de 25 MPa (i.e., menor que R2) den
resultados muy ambiguos en las pruebas de carga puntual.
Es muy importante observar que la cuchilla de bolsillo (o lapicero de dureza) y la picota
son necesarios para esta tarea. Hasta la fecha, la experiencia muestra que esta
simple observación proporciona una solución de bajo costo para la recolección de
datos de resistencia de la roca intacta, siempre que las resistencias sean calibradas
con ensayos de laboratorio.
B2.2.3.2 Índice de Resistencia de Carga Puntual
El ensayo de carga puntual (PLT) es un método cuantitativo para calcular la
resistencia de la roca. El PLT tiene un menor costo y es más fácil de realizar que los
ensayos de UCS, permitiendo una mayor frecuencia de ensayos. Estos ensayos
pueden realizarse junto con el índice de resistencia ISRM para validar las
estimaciones en campo.
Se deben tratar de ensayar todas las muestras representativas del macizo rocoso en
lugar de concentrarse en aquellas que son más fáciles de ensayar. Deben llevarse a
cabo tanto ensayos axiales como diametrales para obtener una medida de las
República del Perú
84
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
anisotropías. Podría requerirse una sierra de roca para facilitar la preparación de las
muestras para los ensayos axiales.
La muestra no debe presentar discontinuidades, o debe ser ensayada en forma
perpendicular a un plano de debilidad, donde la superficie de falla ocurre a través de la
roca intacta. Si la muestra falla a lo largo de un plano de debilidad, el ensayo se
anula. Una muestra con forma irregular puede ser ensayada, pero el diámetro nominal
de la muestra debe ser mayor a 2.5 cm. Si la dureza promedio del intervalo registrado
es menor o igual a R1.5 (resistencia ≤ 5MPa), entonces el material es demasiado frágil
para obtener un resultado válido del ensayo. En otras palabras, no se debe ensayar
ese intervalo. Una muestra que se deforma cerca de los puntos de carga antes de
romperse también es demasiado suave y también debe anularse. La información que
debe incluirse como parte de todos los ensayos de resistencia índice de carga puntual
es la naturaleza de la falla y si esta ocurrió a través de la roca intacta o
prematuramente a lo largo de la junta.
Los valores del Índice de Resistencia de Carga Puntual (Is50) corregidos para un
espécimen de testigo de 50 mm de diámetro se obtienen usando la siguiente fórmula
(ISRM, 1981):
0.45
Is(50)
⎛ De ⎞
⎟
⎜
50 ⎠
⎝
=
P
De2
(B3)
donde :
•
De es el diámetro equivalente e igual al diámetro del espécimen (D) para los ensayos
diametrales o 4AD/π para los ensayos axiales. (A = longitud de la muestra)
•
Is50 es el índice de resistencia de carga puntual
•
P es la carga puntual aplicada a la falla.
El valor de Is50 puede correlacionarse con las resistencias UCS si los ensayos de UCS
se realizan sobre muestras tomadas de los mismos tipos de roca, profundidades,
resistencias, y alteraciones.
Los factores de correlación pueden variar
significativamente dependiendo del tipo de roca.
B2.2.3.3 Índices de Meteorización y/o Alteración
El grado de meteorización describe la descomposición de la roca por el proceso de
erosión mientras que la alteración hidrotermal y/o supergénica describe la alteración y
descomposición de la roca intacta por procesos químicos.
El proceso de meteorización tiende a penetrar desde la superficie hasta cierta
profundidad en el macizo rocoso. Por otro lado, la alteración hidrotermal puede afectar
la resistencia de la roca a una mayor profundidad (algunas veces creando el llamado
“halo” de alteración).
El grado de meteorización, alteración hidrotermal, argilización u otras formas de
alteración pueden causar una reducción en la resistencia y competencia de la roca.
Por ello, es importante registrar el grado de meteorización o alteración representativa
de las condiciones promedio por corrida, a menos que se presente dentro de la corrida
República del Perú
85
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
de perforación un tramo significativo de roca de diferente grado de meteorización. La
Tabla B3 describe el grado de meteorización según el ISRM (1981). Éste proporciona
una medida cualitativa del grado de meteorización para el material de roca original. La
misma tabla puede adaptarse para definir el grado de alteración de la roca.
Tabla B3
Clasificación de la Meteorización de la Roca (ISRM 1981)
Término
Símbolo
Fresca
(FW)
W1
Levemente
Meteorizada
(SW)
Moderadamente
Meteorizada
(MW)
Muy
Meteorizada
(HW)
Completamente
Meteorizada
(CW)
Suelo Residual
W2
W3
W4
W5
W6
Extensión de la
Decoloración
Descripción
Condición de la
Fractura
Característic
as
Superficiales
Sin cambios
Sin signos visibles de
meteorización
Ninguna
Cerrada o
Decolorada
La Decoloración indica
meteorización de la roca
en la superficie de las
discontinuidades. Menos
del 5% de alteración del
macizo rocoso.
Menos del 50% del
material rocoso está
descompuesto y/o
desintegrado hasta el
punto de parecer suelo.
Roca fresca o descolorida
está presente en forma
discontinua o como
núcleos.
<20% del
espaciamiento de
la fractura en
ambos lados de la
fractura.
Decolorada,
puede contener
rellenos de poco
espesor
Decoloración
Parcial
>20% del
espaciamiento de
la fractura en
ambos lados de la
fractura.
Decolorada,
puede contener
rellenos de
espesor
significativo
Decoloración
parcial a total,
no
disgregable
excepto rocas
pobremente
cementadas
Completa
Relleno con
minerales de
alteración
Disgregable y
posiblemente
con agujeros.
Completa
Relleno con
minerales de
alteración
Parece suelo
Completa
N/A
Parece suelo
Más del 50% del material
rocoso está
descompuesto y/o
desintegrado hasta el
punto de parecer suelo.
Roca fresca o descolorida
está presente en forma
discontinua o como
núcleos.
El 100% del material
rocoso está
descompuesto y/o
desintegrado a suelo. La
estructura original está
aún mayoritariamente
intacta.
Toda la roca está
convertida en suelo. La
fábrica y estructura
original de la roca está
destruida. Hay gran
cambio volumen, pero el
suelo no ha sido
significativamente
transportado.
B2.2.4 Datos de Discontinuidad
Las ubicaciones de las discontinuidades del macizo rocoso, espaciamiento y las
propiedades de la superficie son un aspecto importante de la clasificación del macizo
rocoso y se deberá registrar la mayor cantidad de datos posibles durante una
investigación de sitio para reducir la parcialidad.
República del Perú
86
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
B2.2.4.1 Frecuencia de Fracturas y Espaciamiento
La Frecuencia de facturas se utiliza para determinar el espaciamiento entre fracturas
dentro del macizo rocoso. El espaciamiento de la fractura tiene una influencia directa
en la resistencia y comportamiento del macizo rocoso que podría afectar el diseño del
tapón y del pilar corona.
El número de fracturas por metro en el intervalo de la muestra deberá registrarse hasta
un valor máximo de aprox. 25 fracturas/m. Sin embargo, las secciones con zonas de
fallas o testigos rotos deberán distinguirse en la muestra del sondaje con un valor
arbitrario de aprox. 40 fracturas/m. Para la clasificación del macizo rocoso, la zona de
falla o las zonas con testigos rotos podrían clasificarse separadamente del macizo
rocoso adyacente sin fallas para evitar parcialidades indebidas de la clasificación del
macizo de la roca fuente.
A pesar que la frecuencia de las fracturas proporciona una aproximación del
espaciamiento entre las fracturas, también es útil medir el espaciamiento entre las
discontinuidades de la misma familia o conjunto, lo cual sería representativo para ese
intervalo de registro. Este espaciamiento podría compararse con el obtenido por la
frecuencia de fractura y/o usado como espaciamiento de juntas en el sistema de
clasificación del macizo rocoso de Bieniawski.
B2.2.4.2 Orientación de las Discontinuidades
La orientación de las discontinuidades es especialmente importante para el diseño del
pilar corona. La dirección y el ángulo de buzamiento de las discontinuidades pueden
ser registradas del registro de testigos orientados o del mapeo de paredes. Las
orientaciones de discontinuidades pueden influenciar directamente en la estabilidad
global del macizo rocoso dependiendo de la geometría del pilar corona o tapón que se
esté diseñando. Los datos de orientación pueden ser ploteados estereográficamente a
fin de identificar potenciales conjuntos de juntas para análisis cinemáticos.
B2.2.4.3 Condición de la Superficie a lo largo de las Discontinuidades
Las condiciones a lo largo de la superficie de una discontinuidad son registradas con el
fin de evaluar la resistencia y comportamiento de la discontinuidad. Los dos sistemas
de clasificación discutidos requieren una caracterización similar de las propiedades de
discontinuidades.
Condición de Discontinuidades (Sistema RMR de Bieniawski)
Según el criterio de Bieniawski, se asigna un valor particular a la condición general de
las discontinuidades o series de discontinuidades dentro de un intervalo registrado
según su rugosidad, continuidad, abertura, alteración y relleno. Se asigna un valor de
acuerdo a la Tabla B4.
Si existe la disponibilidad de una adecuada cantidad de información sobre
discontinuidades, se puede utilizar la Tabla B5 para asignar valores a cada propiedad
individual de discontinuidad.
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Anexo B
Tabla B4
Valores para la Condición de las Discontinuidades (Bienawski 1976)
Condición de la Fractura
RMR76
Superficies muy rugosas, fracturas discontinuas, sin separación, no meteorizadas.
25
Superficies ligeramente rugosas, separación < 1 mm, ligeramente meteorizadas
20
Superficies ligeramente rugosas, separación < 1 mm, muy meteorizadas.
12
Superficies pulidas ó relleno < 5 mm de ancho ó separación = 1 - 5 mm.
Fracturas continuas
6
Relleno blando > 5 mm de ancho ó separación > 5 mm. Fracturas continuas.
0
Tabla B5
Z|Continuida
d
Guía para la Clasificación de Discontinuidades (Bieniawski
1976/1989 RMR)
Abertura
Rugosidad
Meteorización
Relleno
(m)
‘76
(mm)
‘76
Rugosidad
‘76
(mm)
‘76
Alteración
‘76
<1
5
ninguna
5
Muy rugosa
5
Ninguno
5
Ninguna
5
1-3
4
<0.1
4
Rugosa
4
Duro<5
4
Ligeramente
4
3-10
3
0.1-1
3
Ligera
3
Duro>5
3
Moderadamente
3
10-20
1
1-5
1
Suave
1
Blando<5
2
Muy alterada
1
>20
0
>5
0
Resbaladiza
0
blando>5
0
Descompuesta
0
Jn, Jr, Ja, y Jw (Barton et al. Sistema Q)
El sistema del Índice Q de clasificación del macizo rocoso agrupa las características
de las discontinuidades en cuatro grandes categorías; Índice de Sistemas de Juntas
(Jn); Índice de Rugosidad de las Juntas (Jr); Índice de Alteración de las Juntas (Ja); y
Factor de Reducción de Agua de las Juntas (Jw). A continuación se presenta una
breve descripción de cada parámetro y en la Tabla B6 se encuentran sus valores
correspondientes.
Índice de Sistemas de Juntas (Jn)
La categorización según el índice de sistemas de juntas presentes se determina según
la Tabla B6. El parámetro “Jn” a menudo se verá afectado por foliación, esquistosidad,
clivaje o estratificación. Si se encuentran muy desarrolladas, estas “juntas” paralelas
obviamente deberán ser consideradas como un conjunto completo de juntas. Sin
embargo, si hay pocas “juntas” visibles, o sólo fracturas ocasionales en el testigo
debido a esas características, entonces sería más apropiado contarlas como “juntas
aisladas” cuando se evalúe “Jn”.
Índice de Rugosidad de las Juntas (Jr)
El índice de rugosidad promedio de juntas se determina según los valores en la Tabla
B6. Cuando la rugosidad de las juntas varía, deberá utilizarse “el peor escenario” del
principal conjunto de juntas. Varios valores de “Jr” se muestran en la Figura B3.
República del Perú
88
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Anexo B
Figura B7
Representación Ilustrativa de Rugosidad de las Juntas
(Barton, 1987)
Índice de Alteración de Juntas (Ja)
El índice de alteración de juntas se determina según el valor apropiado de la Tabla B6.
Se considera tanto la separación entre las superficies de las juntas como el relleno de
juntas. Una fractura sin relleno tiene una categorización más baja que una fractura
llena y a medida que la alteración se incremente, el “Ja” también aumenta.
Factor de Reducción de Agua en la Juntas (Jw)
Durante el registro de testigos, se desconocen las condiciones de agua en las juntas a
menos que se incorpore en el programa una cámara en el sondaje. Si la condición del
agua de la junta no se puede determinar directamente, se signa un valor de Jw, como
se muestra en la Tabla B6, a la clasificación del macizo rocoso en base a las
condiciones calculadas en el subsuelo. Se pueden considerar otras opciones en base
al influjo de agua esperada en la excavación. Si es posible, el mapeo subterráneo de
las discontinuidades proporcionará una buena indicación in situ de las condiciones del
agua en las juntas.
República del Perú
89
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Anexo B
Tabla B6
Parámetros de Discontinuidad del Sistema Q, Descripciones y
Valores Asignados (Barton et al. 1974)
Parámetro
Índice de
Sistemas de
Juntas (Jn)
Índice de
Rugosidad
de las
Juntas
(Jr)
Índice de
Alteración de
las Juntas
(Ja)
Factor de
Redicción de
Agua en las
Juntas (Jw)
B3.
Ítem y Descripción
Valor
Masiva
Un sistema de fracturas
Un sistema de fracturas más una aislada
Dos sistemas de fracturas
Dos sistemas de fracturas más una aislada
Tres sistemas de fracturas
Tres sistemas de fracturas más una aislada
Cuatro o más sistemas de fracturas
Roca triturada
Rugosa y ondulosa
Suave y ondulosa
Rugosa y plana
Suave y plana, o rellena
Resbaladiza y plana
Fracturas sin relleno:
Fracturas sanas
Sólo manchas de superficie, sin alteración
Paredes de la fractura ligeramente alteradas
Recubrimiento limoso o arenoso
Recubrimientos con arcilla
0.5
2.0
3.0
4.0
6.0
9.0
12.0
15.0
20.0
3.0
2.0
1.5
1.0
0.5
0.75
1.0
2.0
3.0
4.0
Fracturas con relleno:
Relleno de arena o roca triturada
Rellenos arcillosos duro de menos de 5 mm de espesor
Rellenos arcillosos blandos de menos de 5 mm de espesor
Rellenos de arcillas expansivas de menos de 5 mm de espesor
Rellenos arcillosos duro de más de 5 mm de espesor
Rellenos arcillosos blandos de más de 5 mm de espesor
Rellenos de arcillas expansivas de más de 5 mm de espesor
Excavación seca o flujo menor de < 5 l/m localmente
Flujo o presión media, lavado ocasional del relleno de la junta
Gran fuljo o alta presión en roca competente con juntas sin relleno
Gran flujo o alta presión
Flujo excepcionalmente alto o presión con voladura que se
desintegra con el tiempo
Flujo o presión altamente excepcional
4.0
6.0
8.0
12.0
10.0
15.0
20.0
1.0
0.66
0.50
0.33
0.2 – 0.1
0.1-0.05
CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO
Los esquemas de clasificación del macizo rocoso comúnmente utilizados, que se
aplican al diseño del pilar corona y tapón son el sistema de Valoración del Macizo
Rocoso de Bieniawski (RMR) (Bieniawski 1976,1989), y el sistema de Indice Q de
Barton (Barton et al. 1974). Ambos sistemas se basan en criterios empíricos
desarrollados a través de casos estudiados, principalmente de estructuras civiles
subterráneas. Los esquemas de clasificación requieren una caracterización del
macizo rocoso según los procedimientos descritos en la Sección 2.0.
Se requiere de criterio cuando se apliquen los sistemas de clasificación del macizo
rocoso. Los dominios geotécnicos y las regiones estructurales en los cuales se
aplican los sistemas de valorización pueden variar significativamente de un área a
otra, y esto puede tener un gran impacto en los valores obtenidos. Se requiere que el
usuario aplique el sistema de valorización de manera apropiada.
República del Perú
90
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Anexo B
Los dos sistemas de clasificación ponen diferente énfasis en los diferentes
parámetros, y se recomienda que ambos métodos se usen para obtener una
comparación.
B3.1.1 Sistema RMR de Bieniawski
Las guías para el sistema RMR de Bieniawski fueron publicadas por primera vez en
1976 y en la versión de 1989 del sistema de clasificación se hicieron cambios en los
valores de varios parámetros. El sistema RMR ha ganado una amplia aceptación en el
diseño de túneles, cámaras, minas, taludes y cimentaciones, y la aplicación del RMR
para los diseños de pilares corona y tapones se considera factible. Ambas versiones,
la de 1976 y la de 1989 del RMR incorporan los valores de los siguientes cinco
parámetros:
1.
Resistencia de la roca intacta;
2.
RQD;
3.
Espaciamiento de juntas;
4.
Condición de las juntas; y
5.
Agua subterránea.
El RMR se calcula como la suma de los cinco valores de la siguiente manera:
RMR = (1) + (2) + (3) + (4) + (5) – Ajuste por orientación de la junta
(B4)
Las clasificaciones y valores de la versión de RMR de 1976 (RMR76) se muestran en la
Tabla B7. Es importante reconocer cuál versión del sistema de clasificación se está
usando ya que muchas de las aplicaciones empíricas en forma de pautas de diseño se
refieren a una versión específica del sistema RMR. La versión RMR76 se presenta
aquí correlacionada con el sistema Q.
B3.1.2 Ejemplo: Aplicación del RMR en la Evaluación del Macizo Rocoso
Se está llevando a cabo una investigación para el diseño de una galería cercana a la
superficie a ser ubicada aproximadamente a 100 m debajo del terreno de superficie y
actualmente no existe ninguna excavación.
El frente de avance planeado de la galería tiene una orientación hacia el noreste a
través de un macizo de granito ligeramente meteorizado con un sistema dominante de
juntas con dirección aproximada sudeste hacia el frente de avance y buzamiento de
aproximadamente 70º hacia el suroeste. Los ensayos de resistencia a la compresión
uniaxial de los testigos muestran una resistencia UCS promedio de 150 MPa, y en
campo se registró un RQD promedio de 80%. Las juntas son ligeramente rugosas y
alteradas con una separación de <1 mm, están espaciados cada 300 mm. En el
momento en que se realizaron similares excavaciones mineras, las condiciones eran
de húmedo a mojado.
República del Perú
91
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Tabla B7
Sistema de Valoración del Macizo Rocoso RMR76 (Bieniawski 1976)
A. PARÁMETROS DE CLASIFICACIÓN Y SUS CATEGORIZACIONES
PARÁMETRO
RANGO DE VALORES
Índice
Resistencia
1
de Carga
del material
Puntual
de roca
Resistencia a la
intacta
Compresión
Para este rango bajo
>8 MPa
4-8 MPa
2-4 MPa
1-2 MPa
>200 MPa
100-200 MPa
50-100 MPa
25-50 MPa
es preferible el
ensayo UCS
Uniaxial
10-25
3-10
1-3
MPa
MPa
MPa
1
0
CATEGORIZACIÓN
15
12
7
4
2
Calidad del testigo de perforación - RQD
90-100%
75-90%
50-75%
25-50%
CATEGORIZACIÓN
20
17
13
8
3
3
Espaciamiento de juntas
>3m
1-3m
0.3-1m
50-300mm
<50mm
CATEGORIZACIÓN
4
<25%
30
25
20
10
5
Superficies muy rugosas
Superficies ligeramente
rugosas
Superficies ligeramente
rugosas
Superficies pulidas
Relleno suave >5mm
Separación <1mm
Separación <1mm
Condiciones
Sin continuidad
de Juntas
Sin separación
Paredes con juntas
apretadas
CATEGORIZACIÓN
25
Paredes con juntas apretada Paredes con juntas sueltas
20
flujo por túnel de
5
2
Ninguno
ó
Relleno <5mm
ó
Juntas abiertas 1-5mm
Juntas continuas
ó
Juntas abiertas >5mm
Juntas continuas
12
6
0
<25 L/min.
25-125 L/min.
>125 L/min.
Problemas severos de agua
Agua
10 m de longitud
subterránea
Condiciones
Completamente
Sólo húmedo
Agua bajo presión
Generales
seco
(agua intersticial)
moderada
10
7
4
0
CATEGORIZACIÓN
B. AJUSTES DE CATEGORIZACIÓN PARA ORIENTACIONES DE JUNTAS
Orientación de juntas
CATEGORIZACIÓN
Muy favorable
Favorable
Regular
Desfavorable
Muy desfavorable
Túneles
0
-2
-5
-10
-12
Cimentaciones
0
-2
-7
-15
-25
Taludes
0
-5
-25
-50
-60
<20
C. CLASES DE MACIZO ROCOSO DETERMINADOS DE LAS CATEGORIZACIONES TOTALES
CATEGORIZACIÓN
100-81
80-61
60-41
40-21
Número de clases
I
II
III
IV
V
Descripción
Roca muy buena
Roca buena
Roca regular
Roca pobre
Roca muy pobre
D. SIGNIFICADO DE LAS CLASES DE MACIZO ROCOSO
Número de clases
Average stand-up time
I
II
10 años para tramo de 5m 6 mesos para tramo de 4m
III
IV
V
1 sm para tramo de 3m
5 hrs para tramo de 1.5m
10 min para tramo de 0.5m
Cohesión del macizo rocoso
>300 kPa
200-300 kPa
150-200 kPa
100-150 kPa
<100 kPa
Ángulo de fricción del macizo rocoso
>45°
40-45°
35-40°
30-35°
<30°
E. EFECTO DE LAS ORIENTACIONES DE LAS JUNTAS EN LOS TÚNELES
Orientación perpendicular para eje de túnel
Conducción con inclinación
Orientación paralela al
Inclinación 0-20°
eje del túnel
sin considerar
Conducción contra la inclinación
Inclinación 45-90°
Inclinación 20-45°
Inclinación 45-90°
Inclinación 20-45°
Inclinación 45-90°
Inclinación 20-45°
la orientación
Muy favorable
Favorable
Regular
Desfavorable
Muy desfavorable
Regular
Desfavorable
Usando el índice RMR76, el valor RMR se calculó de la siguiente manera:
Índice de
Tablas
A.1
A.2
A.3
A.4
A.5
B.
Ítem
Valor
UCS
RQD
Espaciamiento de Discontinuidades
Condición de discontinuidades1
Agua subterránea
Ajuste para orientación de junta2
150 MPa
80 %
300 mm
Continuo
< 1 mm
Ligeramente rugoso
Sin relleno
Ligeramente meteorizado
Sub-Total
Húmedo a mojado
Regular
Total
Categoría
11
17
15
0
3
3
5
4
15
6
-5
59
Nota:
1 Las categorías para la condición de las discontinuidades también se pueden generalizar en el Ítem A.4, o de lo
contrario se puede usar el Ítem E si hay más información disponible. En este ejemplo, se asume que las juntas son
esencialmente continuas en la roca dura.
2 Se considera un ajuste de orientación de juntas para las orientaciones de juntas con buzamiento de 70˚ hacia la
dirección propuesta de conducción. Para esta circunstancia se ha considerado un ajuste de categoría de ‘Regular’.
República del Perú
92
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
El valor RMR de 59 indica que el macizo rocoso es de ‘Regular’ a ‘Bueno’. La
aplicación de esta categorización, ya sea para el tiempo de autosostenimiento del
techo, remediación del soporte del terreno, o la determinación de las propiedades el
macizo rocoso, requiere criterio de ingeniería. Otras aplicaciones del sistema RMR de
Bieniawski pueden encontrarse en la Sección B4.0.
Cabe resaltar que para la evaluación de la calidad el macizo rocoso para propósitos
del análisis del pilar corona, no se han hecho ajustes en términos de orientación de las
juntas (ítem B en el ejemplo anterior).
B3.1.3 Índice Q del Sistema de Barton
Barton et al (1974) analizaron muchos datos relacionados con la calidad del macizo
rocoso con los requerimientos de comportamiento y soporte de las excavaciones
subterráneas. Con este sistema, la estructura del macizo rocoso, las características
de fricción de las fracturas y las resistencias que rodean una abertura son evaluadas y
combinadas para obtener el Índice de Calidad del Túnel (Índice Q). El sistema se
basa en 212 registros de casos de excavación de rocas ígneas, metamórficas y
sedimentarias. Los espacios de aberturas varían entre 5 – 30 m y las profundidades
van desde muy superficial (<50 m) hasta 500 m.
El sistema Q tiene la siguiente fórmula:
⎛ RQD ⎞ ⎛ J r ⎞ ⎛ J w ⎞
⎟⎟ * ⎜⎜ ⎟⎟ * ⎜
Q = ⎜⎜
⎟
⎝ J n ⎠ ⎝ J a ⎠ ⎝ SRF ⎠
(B5)
donde:
•
•
•
•
•
•
RQD
Jn
Jr
Ja
Jw
SRF
=
=
=
=
=
=
denota la Designación de la Calidad de la Roca
el índice de sistemas de juntas
el índice de rugosidad de las juntas
el índice de alteraciones de las juntas
el factor de reducción de agua de la junta
el factor de reducción de resistencia
Si el RQD es menor a 10%, para propósitos de cálculo se emplea un valor de 10. El
sistema Q no incorpora la resistencia de la roca directamente en el sistema de
clasificación. Sin embargo, la resistencia del macizo rocoso en términos de las
condiciones de resistencia in situ es considerada en la estimación del SRF.
El valor de Q varía desde 0.001 para terreno descompuesto de calidad
excepcionalmente pobre hasta 1,000 para roca de calidad excepcionalmente buena que
prácticamente no tiene fracturas. En la Tabla B8 se muestran guías para la valoración
en el sistema Q. Las clases de macizo rocoso se definen de la siguiente manera:
Valoración
del Índice Q
Calidad del
Macizo
Rocoso
0.0001-0.01
0.01-0.1
0.1-1
1-4
4-10
10-40
40-100
100-400
400-1000
Excepcional
mente mala
Extremada
mente
mala
Muy
mala
Mala
Regular
Buena
Muy
buena
Extremada
mente
buena
Excepcion
almente
buena
República del Perú
93
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Tabla B8
Índice del Sistema Q (Barton et al. 1974)
DESCRIPCCION
VALOR
1. DESIGNACION DE LA CALIDAD DE LA ROCA
A. Muy pobre
B. Pobre
C. Regular
D. Bueno
E. Excelente
RQD
0 - 25
25 - 50
50 - 75
75 - 90
90 - 100
2. NÚMERO DE FAMILIAS DE DISCONTINUIDADES
A. Macizo intacto
B. Una familia de discontinuidades
C. Una familia y discontinuidades aleatorias
D. Dos familias de discontinuidades
E. Dos familias y discontinuidades aleatorias
F. Tres familias de discontinuidades
G. Tres familias y discontinuidades aleatorias
H. Cuatro o más familias, macizo altamente fracturado
J. Macizo fracturado o roca triturada
Jn
0.5 - 1.0
2
3
4
6
9
12
15
20
3. INDICAR NÚMERO DE RUGOSIDAD
a. Contacto con pared de roca
b. Contacto con pared de roca antes de 10cm de corte
originando desplazamientos
A. Discontinuidades no persistentes
B. Paredes rugosas e irregulares, onduladas
C. Discontinuidades lisas y onduladas
D. Discontinuidades pulidas y onduladas
E. Discontinuidades rugosas pulidas y onduladas
F. Discontinuidades planas
G. Discontinuidades pulidas y planas
c. Sin contacto entre paredes de discontinuidades con
cizallamiento
H. Relleno que contiene arcilla y minerales gruesos suficiente para
prevenir el contacto con pared de roca
J. Arenoso, gravoso o aplastado, zona gruesa suficiente para
prevenir el contacto con pared de roca
4. CONDICIÓN DE ALTERACION
a. Contacto con pared de roca
A. Completamente curado, duro, no-blando, cubierta impermeable
B. Paredes inalteradas, superficie manchada
C. Paredes ligeramente alteradas, capa de minerales blandos,
partículas arenosas, roca desintegrada libre de arcillas, etc.
D.
E.
Limoso, capas arenosas-arcillosa, pequeña fracción de arcilla
Material con baja fracción de capas de arcilla y minerales,
caolinita, mica. También cloruro, talco, yeso y grafito, etc, y
pequeñas cantidades de arcillas. (Capas discontinuas, 1-2mm o
menos)
b. Contacto con paredes de roca (10cm) de fallar por corte
F. Partículas de arena, libre de arcilla, roca desintegrada, etc.
G. Arcilla sobre consolidadas, cubierta de arcilla mineral no-blando
(continuo < 5mm de grosor)
H. Arcilla con mediana o baja consolidación, cubierta suave de
arcilla mineral (continuo < 5mm de grosor)
J. Cubiertas de arcilla, montmorillonita, (continuo < 5mm de
grosor). Valores de Ja depende en porcentaje de partículas de
arcilla, y acceso a agua.
c. No hay contacto con pared de roca cuando hay corte
K. Zonas de desintegración o trituración
L. Roca y arcilla (ver G, H y J por condiciones de arcilla)
M. Zonas limosas o arcilla-arenosa, pequeñas fracciones de arcilla
N. Zonas continuas gruesas o bandas de arcilla (ver G, H y J por
condiciones de arcilla)
O. Zonas o bandas continuas gruesas de arcilla
P. & R. (ver G. H y J para las condiciones de arcilla)
5. PRESENCIA DE AGUA EN EL MACIZO
A. Excavación seca o menor afluencia < 5 l/m localmente
B. Mediana afluencia o presión alta, ocasionada por un depósito de
arena y/o grava de relleno
C. Larga afluencia o presión alta en una roca apta con rellenos
D. Larga afluencia o presión alta
E. Excepcionalmente una alta afluencia o presión de corriente, se
debilita con el tiempo
F. Excepcionalmente una alta presión de afluencia
República del Perú
NOTAS
1. Cuando RQD es reportado o medido como 10 (Incluyendo 0), un
valor nominal de 10 es usado para evaluar Q.
2. Los intervalos RQD de 5,95, 90 y 100 son suficientemente
precisos.
1. Para intersecciones usar (3.0 x Jn)
2. Para portales usar (2.0 x Jn)
Jr
4
3
2
1.5
1.5
1
0.5
1 (nominal)
1. Adicionar 1 si el espaciamiento promedio de la discontinuidad
más representativa fuera mayor que 3m.
2. Jr =0.5 puede ser usado en el caso de que las discontinuidades
pulidas y planas estén orientadas en la dirección de la
resistencia mínima
1 (nominal)
Ja
φr (º)
0.75
1
25 - 35
2
25 - 30
3
20 - 25
4
8 - 16
4
25 - 30
6
16 - 24
8
12 - 16
8 - 12
6 - 12
6
8
8 -12
5
1. Los valores de φr, el ángulo de fricción residual,
diseñado como una guía aproximada para las
propiedades mineralógicas de la alteración de
productos.
6- 24
10 - 13
6 - 24
Jw
1
Presión de agua aprox. (kPa)
<1
0.66
1 - 2.5
0.5
0.33
2.5 - 10
2.5 - 11
0.2 – 0.1
> 10
0.1- 0.05
> 10
94
1. Factores estimados ampliamente; aumenta Jw si
se instala un drenaje.
2. Problemas especiales causados por una
formación de hielo no son considerados.
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Tabla B8
Índice del Sistema Q (Barton et al. 1974) (continuación)
DESCRIPCCION
6. FACTOR DE REDUCCION DE ESFUERZOS
a.
A.
B.
C.
D.
E.
F.
G.
SRF
10
Esfuerzos bajos superficiales
J.
K.
Esfuerzos moderados
Esfuerzos altos, estructura muy competente (usualmente
favorable para la estabilidad y quizás desfavorable para la
estabilidad de la pared)
Estallido de roca moderado (macizo casi intacto)
Estallido de roca intenso
5
2.5
7.5
5
2.5
5
Roca exprimida, flujo plástico de roca de baja calidad
bajo influencia de una alta presión en roca
Presión de roca leve
Alta presión de roca
1
σc/σ1
> 200
200 - 10
σt/σ1
>13
13 – 0.66
0.5 – 2
10 - 5
0.66 – 0.33
5 – 10
5 – 2.5
0.33 – 0.16
10 - 20
<2.5
<1.16
2.5
c.
N.
O.
Roca ampollosa, actividad química de formación de
ampollas depende de presencia de agua
Presión de roca moderada
Alta presión de roca
5 – 10
10 – 20
d.
P.
R.
1. Reducir estos valores de SRF por 25 - 50% pero solo si las
zonas de influencia relevantes de corte no intersecte la
excavación.
Roca apta, problemas del esfuerzo en la roca
H.
L.
M.
NOTAS
Las zonas débiles intersectan la excavación, lo que
ocasiona pérdidas de rocas cuando el túnel es
excavado
Múltiples situaciones de las zonas débiles que contienen arcillas
o roca químicamente desintegrada, roca muy suelta en el
entorno (a cualquier profundidad)
Zonas débiles con contenido de arcilla, o roca químicamente
desintegrada (profundidad de la excavación < 50m)
Zonas débiles con contenido de arcilla, o roca químicamente
desintegrada (profundidad de la excavación > 50m)
Múltiples zonas cizalladas con roca competente (arcilla suelta),
roca suelta en el entorno (cualquier profundidad)
Zona de corte isoladas con roca competente (arcilla suelta).
(profundidad de excavación < 50m)
Zona de corte con roca competente (arcilla suelta). (profundidad
de excavación > 50m)
Discontinuidades abiertas, intensamente fracturadas, (cualquier
profundidad)
b.
VALOR
2. Para una fuerte anisotropía del
esfuerzo plástico (si es
medido): cuando 5≤σ1/σ3≤10,
se reduce σc a 0.8σc y σt a
0.8σt. Cuando σ1/σ3 > 10, se
reduce σc y σt a 0.8σc y 0.8σt,
donde:
σc = esfuerzo compresivo
σt = esfuerzo de tensión (carga
puntual)
σ3 es el esfuerzo principal máximo
y mínimo
3. Algunos casos disponibles
donde la profundidad de la
corona bajo la superficie es
menor. Sugerencia el SRF
aumenta de 2.5 a 5 para dichos
casos (ver H).
5 – 10
10 - 15
NOTAS ADICIONALES EN EL USO DE ESTAS TABLAS
Cuando se hacen estimaciones sobre la calidad de roca (Q) las siguientes indicaciones deben estar seguidas en suma en las tablas:
1.
Cuando la perforación del testigo no es posible, el RQD puede ser estimado del número de juntas por unidad de volúmen, en el cual el número de uniones
por metro para cada junta son sumadas. Una simple relación puede ser usada para convertir este número a RQD para el caso de arcilla suelta en macizos
rocosos:
RQD = 115 - 3.3 Jv (aprox.), donde Jv =número total de uniones por m3 (0 < RQD < 100 a 35 > Jv >45).
2.
El parámetro Jn representa el número de juntas afectadas por foliación, esquistosidad, pizarras, clivaje o estratificación etc. Si el esfuerzo es grande, estas
juntas paralelas deben de ser evidentemente incluidos como una sola discontinuidad. Sin embargo, si hay algunas juntas visibles, o si solo existen fracturas
aleatorias en el testigo son debido a estos esfuerzos.
3.
Los parámetros Jr y Ja (representan un esfuerzo cortante) deben ser relevantes a las juntas más visibles o a la discontinuidad con mayor cantidad de relleno
de arcilla en una zona determinada. Sin embargo, si la discontinuidad con un mínimo valor de Jr/Ja esta sería favorable para estabilidad. Luego, menos
favorables son las discontinuidades mas significativas con un mayor valor de Jr/Ja, esto debe ser usado cuando Q es evaluado. El valor de Jr/Ja debe ser
descrito en la superficie mas probable de falla de inicial.
4.
Cuando el macizo rocoso contiene arcilla, el factor SRF apropiado para la pérdida de esfuerzos deben ser evaluado. En dichos casos el esfuerzo de la roca
intacta es de poco interés. Sin embargo, cuando las juntas son pocas y la arcilla es ausente, la estabilidad dependerá de la relación roca- esfuerzo/rocaresistencia. Los esfuerzos anisotrópicos son desfavorables para la estabilidad y es bruscamente determinado como en la nota 2 en la tabla de la evaluación
del factor de reducción de esfuerzos.
5.
Los esfuerzos compresión y tracción (σc y σt) de la roca intacta deben ser evaluados en condiciones saturadas si es apropiado para las condiciones in-situ
presentes y futuras. Debe hacerse un estimado muy conservador de los esfuerzos para aquellas rocas que se deterioran cuando son expuestas a
condiciones de humedad o saturación.
República del Perú
95
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
B3.1.4 Ejemplo: Aplicación del Sistema Q en la evaluación del Macizo Rocoso
El mismo ejemplo que se presentó en el sistema RMR, Sección B3.1, será usado
nuevamente para ilustrar la aplicación del procedimiento de clasificación del sistema Q.
El frente de avance propuesto a ser ubicado aproximadamente a 100 m debajo del
terreno tiene una orientación noreste a través de granito ligeramente meteorizado con
un sistema de juntas dominante con dirección aproximada hacia el sudeste hacia el
frente de avance y con buzamiento aproximado de 70º hacia el suroeste. Los ensayos
de resistencia a la compresión uniaxial de los testigos muestran una resistencia UCS
promedio de 150 MPa, y en campo se registró un RQD promedio de 80%. Las juntas
ligeramente rugosas y ligeramente alteradas con una separación de <1 mm, se
encuentran espaciadas cada 300 mm. En el momento en que se realizaron similares
excavaciones mineras, las condiciones eran de húmedo a mojado.
El RQD se aplica directamente al sistema RQD sin ajustes.
El número de conjunto de juntas (Jn) puede considerarse como un gran conjunto de
juntas, pero en la mayoría de ambientes de macizos rocosos, un conjunto adicional de
juntas menor o un conjunto de juntas discontinuas generalmente influye en el
comportamiento. Por lo tanto, de manera conservadora, se considera un Jn de 3 para
un conjunto de juntas más una aislada.
El número de rugosidades de la junta (Jr) puede ser considerado para una superficie
de junta ligeramente rugosa. Ya que no existe una categorización para una superficie
de junta ligeramente rugosa, se han considerado una Jr de 1.5 para una superficie
rugosa y plana, y un Jr de 1.0 para una superficie suave y plana. Tomando una
combinación de los dos criterios se obtiene un promedio de una Jr de 1.25 para una
discontinuidad suave a rugosa plana.
El número de alteración de juntas (Ja) puede ser considerada para superficies de
juntas ligeramente alteradas. Esta descripción puede aplicarse directamente a una Ja
de 2.0 para paredes de juntas ligeramente alteradas.
La reducción de agua en la junta (Jw) puede considerarse para las condiciones de
húmedo a mojado. Según esta descripción, y considerando una excavación de 100 m
por debajo de la superficie con una napa freática hidrostática, un cálculo conservador
podría considerar una excavación bajo un flujo o presión media con una Jw de 0.66.
Se tendrá que considerar el factor de reducción de resistencia (SRF) para la
profundidad de la excavación de la mina. Si la excavación es de aproximadamente
100 m por debajo de la superficie, usando del SRF para un problema de resistencia de
roca competente, podemos estimar que el frente de avance se encuentra por debajo
de ambiente de resistencia media por medio del cual 200 < UCS/σ1 < 10. Según esto
se obtiene un SRF de 1.0.
Los anteriores parámetros se aplican al sistema Q de la siguiente manera:
⎛ 80 ⎞ ⎛ 1.25 ⎞ ⎛ 1.0 ⎞
Q = ⎜ ⎟×⎜
⎟ = 11
⎟×⎜
⎝ 3 ⎠ ⎝ 2 ⎠ ⎝ 1.0 ⎠
De los anteriores parámetros se obtiene un valor Q de 11. Esto sugiere una calidad
‘Buena’ de macizo rocoso para el pilar corona. Así como para el sistema RMR, las
República del Perú
96
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
determinaciones del sistema Q y sus aplicaciones requieren un criterio sólido y
familiaridad con el macizo rocoso fuera de los parámetros dados. Gran parte de la
selección de parámetros es subjetiva y la experiencia previa influenciará en la
selección de parámetros.
B3.1.5 Correlación RMR & Sistema Q
Para una verificación adicional de la validación de los parámetros y criterios, se
recomienda que se consulten ambos sistemas, el RMR y el Q, para asegurar la mayor
cantidad de información relevante posible utilizada para la clasificación del macizo
rocoso.
Además, la categorización RMR para un macizo rocoso puede
correlacionarse directamente con el valor Q. En base a 111 historias de casos en todo
el mundo, se puede aplicar la siguiente relación (Bieniawski, 1976):
RMR76 = 9 ln Q + 44
ó
⎛ RMR − 44 ⎞
Q = exp⎜
⎟
9
⎝
⎠
(B6)
Cabe resaltar que hay cierta dispersión en los datos. Es evidente que hay cierto grado
de error inherente en el uso de estos sistemas, sin importar el cuidado con que se
haya hecho la clasificación del macizo rocoso.
Si la anterior ecuación de correlación se aplica en el ejemplo de práctica discutido en
la Sección B3.1 y B3.2, para un Q de 11, existe la siguiente correlación:
RMR = 9 ⋅ ln (11) + 44 = 65.6
Al comparar el RMR calculado de 65.6 con el RMR de 59 indexado (Sección B3.1), es
evidente que existe cierta distorsión en los datos. Una de las razones por las cuales
sucede esto es el ajuste de la orientación de la junta que fue aplicado al índice RMR
pero no que fue considerado para el sistema Q. Si no se aplica el ajuste de
orientación de juntas al RMR, entonces se aplica un RMR de 64 al macizo rocoso
logrando una mayor correlación con el sistema Q. En general, los esquemas de
clasificación RMR y Q pueden proporcionar resultados consistentes con relación a la
clasificación del macizo rocoso, y la aplicación de estos sistemas de categorización
para la aplicación del anterior ejemplo se realizó razonablemente bien.
B4.
APLICACIONES DE LA CLASIFICACIÓN DEL
MACIZO ROCOSO
Los resultados de la clasificación del macizo rocoso pueden aplicarse directamente a
las guías empíricas relacionadas con el tiempo de autosoporte de la excavación.
También se pueden incorporar en los cálculos de resistencia y deformación del macizo
rocoso utilizados para calcular las resistencias de corte. El siguiente texto presenta
varias aplicaciones de los sistemas de clasificación RMR de Bieniawski y el índice Q
de Barton anteriormente presentados en la Sección B3.0.
República del Perú
97
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
B4.1.1 Criterios de Diseño Empírico
Los sistemas de clasificación del macizo rocoso son utilizados como base para
métodos de diseño empírico. Estos métodos fueron desarrollados para ser usados en
excavaciones de ingeniería civil donde la geometría es generalmente mucho más
simple que en las minas.
Es necesario resaltar que a pesar que el siguiente criterio de diseño se basa en sólida
evidencia empírica, las recomendaciones de diseño sólo deben ser tomadas como
guías. Es responsabilidad del usuario la aplicación de estas guías de manera
justificable, y desarrollar cualquier análisis empírico con métodos de análisis más
completos. Los criterios de análisis tanto para el RMR de Bieniawski como para el
sistema Q de Barton son presentados en este documento.
B4.1.2 Uso del Sistema RMR de Bieniawski para el Diseño
Bieniawski (1989) ha relacionado el valor RMR para el tiempo de autosoporte de un
espacio activo, sin soporte, tal como se muestra en la Figura B6.
Otros criterios empíricos de diseño relacionados con el soporte de techo y excavación
se encuentran disponibles en los documentes de la referencia. (Bieniawski 1974, 1976,
1989)
B4.1.3 Uso del Sistema Q de Barton para el Diseño
En relación al sistema Q para requerimientos de estabilidad y soporte de las
excavaciones subterráneas, Barton et al. (1974) entre otros, han desarrollado criterios
empíricos de diseño para ser usados en aplicaciones prácticas.
Para las recomendaciones de instalación del soporte del techo en excavaciones
subterráneas en base al valor del Índice Q, se utiliza la Relación de Soporte de
Excavación (Excavation Support Ratio - ESR). El valor del ESR se relaciona con el
uso que se dará a la excavación y el grado de seguridad requerido para mantener su
estabilidad durante un periodo adecuado de tiempo. Barton et al (1974) han
presentado los siguientes valores:
Categoría de Excavación
ESR
A
Aberturas mineras temporales.
3-5
B
Aberturas mineras temporales, túneles de agua para hidroenergía
(excluyendo tuberías de carga de alta presión), túneles piloto,
socavones, y frentes de avance para grandes excavaciones.
1.6
Cuartos de almacenamiento, plantas de tratamiento de agua, túneles
pequeños de carreteras y líneas de tren, cámaras de compensación,
túneles de acceso.
1.3
D
Estaciones de energía, túneles grandes de carreteras y líneas de tren,
cámaras de defensa civil, intersección de portales.
1.0
E
Estaciones subterráneas de energía nuclear, estaciones ferroviarias,
instalaciones deportivas y públicas, fábricas.
0.8
C
República del Perú
98
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Figura B8
Relación entre Tiempo de Autosoporte, Espaciamiento del Techo y
RMR (Bieniawski, 1989)
El espacio máximo sin soporte puede ser calculado por el ESR y Q de la siguiente
manera (Barton et al 1980):
Espacio Máximo (sin soporte)= 2 ESR Q0.4
(B7)
En base al análisis de registros de casos, se ha estimado la siguiente correlación entre
Q y la presión de soporte permanente del techo (Grimstad & Barton 1993):
Proof =
2 J n Q −1 / 3
(B8)
3J r
Otros criterios empíricos de diseño relacionados con el soporte del techo y excavación
se encuentran disponibles en los documentos de la referencia (Barton et al. 1974,
1976, 1980, 1992, Grimstad & Barton 1992, 1993)
B4.2
DERIVACIÓN DE PARÁMETROS DEL MACIZO ROCOSO
Los resultados de la clasificación del macizo rocoso puede ser utilizado para generar
varios parámetros relacionados con sus propiedades elásticas y de resistencia, los que
pueden ser aplicados para determinar su resistencia o para el modelamiento numérico
del pilar corona o tapón. La derivación de los parámetros del macizo rocoso
proporcionará un estimado más razonable de su resistencia y comportamiento como
un todo, en lugar de usar resistencias y deformaciones de muestras de roca intacta de
resultados de ensayos de laboratorio.
República del Perú
99
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Las siguientes secciones introducen la teoría relacionada con los criterios de falla de
Hoek-Brown y Mohr-Coulomb. Usando estos criterios de falla se pueden derivar
estimados razonables de parámetros de macizo rocoso para ser utilizados en
ecuaciones empíricas de diseño y modelamiento numérico.
B4.2.1 Propiedades Elásticas
El análisis numérico de resistencias inducidas para la minería requiere una estimado
bastante exacto del módulo (Em) de deformación y relación de Poisson. El primer
parámetro puede estimarse usando la categorización RMR para el macizo rocoso, de
la siguiente manera (Bieniawski, 1989):
( RMR −10 )
E m = 10
40
GPa
(B9)
Varios investigadores han encontrado que esta ecuación proporciona un estimado
razonable del modulo de deformación para una macizo rocoso que puede ser útil
cuando se tiene muy poca información de campo.
Para materiales típicos de roca dura, la relación de Poisson varía entre 0.15 y 0.30
(Hoek y Brown, 1980). Para estudios de modelamiento, generalmente se asumen
valores de 0.2 a 0.25.
B4.2.2 Criterio de Falla Generalizado de Hoek-Brown (Hoek 2002)
El criterio de falla empírico del macizo rocoso de Hoek-Brown originalmente propuesto
por Hoek y Brown (1988) ha ganado amplia aceptación como un estimado razonable
de la resistencia del macizo rocoso desde que fue propuesto por primera vez. El
criterio general es el siguiente:
⎛
⎞
σ'
σ = σ + σ ci ⎜⎜ m b 3 + s ⎟⎟
σ ci
⎝
⎠
'
1
a
'
3
(B10)
donde
mb
s, a
= valor de la constante m para el macizo rocoso
= constantes que dependen de las características del macizo rocoso (s=1 para la
roca intacta)
σ'c
= resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta
σ '1
= esfuerzo principal mayor en la falla 
σ '3
= esfuerzo principal menor aplicado
Los valores de constantes de materiales mb, s y a pueden calcularse del RMR
(Bieniawski’s versión 1976), asumiendo condiciones totalmente secas y una
orientación favorable de las juntas.
El Índice de Resistencia Geológica (GSI) fue introducido para ayudar a definir las
constantes de materiales, las cuales varían dependiendo del método de excavación y
ubicación. Para calcular el GSI a partir del RMR, se deberán usar las siguientes
relaciones.
República del Perú
100
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Para RMR76 > 18, GSI = RMR76 (aplicar valoración de agua subterránea de 10);
Para RMR76 < 18, GSI = 9 ln(Q )+ 44;
Para RMR89 > 23, GSI = RMR89 - 5 (aplicar valoración de agua subterránea de 5); y
Para RMR89 < 23, GSI = 9 ln(Q) + 44
La Tabla B9 presenta valores de la constante mi para la roca intacta por grupo de roca.
La relación entre mb/mi, s y GSI es de la siguiente manera (Hoek et al., 1995):
Para GSI > 25 (macizos rocosos no alterados)
mb
⎛ GSI − 100 ⎞
= exp⎜
⎟
mi
28
⎠
⎝
(B12)
⎛ GSI − 100 ⎞
s = exp⎜
⎟
9
⎝
⎠
(B13)
a = 0.5
Para GSI < 25 (macizos rocosos no alterados)
s=0
a = 0.65 −
Tabla B9
GSI
200
(B14)
Valores Típicos para mi para el Criterio de Hoek y Brown (1988)
Tipo de Roca
Clase
Grupo
Sedimentaria
Clástica
Gruesa
Conglomerado
(22)
Orgánica
No clástica Carbonatadas
Brecha
(20)
Químicas
Textura
Media
Fina
Arenisca
Limolita
19
9
Grauvaca
(18)
Carbón
(8-21)
Caliza
Dolomita
(10)
8
Gipsonita
Anhidrita
16
13
Hornfels
Cuarcita
(19)
24
Anfibolita
Milonita
31
(6)
Esquistos
Filita
(10)
(10)
Riolita
(16)
Dacita
(17)
Andesita
19
Dolerita
Basalto
(19)
(17)
Muy Fina
Argilita
4
Igneas
Metamórfica
Mármol
9
Levemente
Migmatita
foliadas
(30)
Gneiss
Pizarra
Foliadas*
33
9
Granito
Obsidiana
33
(19)
Granodiorita
Claras
(30)
Diorita
(28)
Gabro
27
Oscuras
Norito
22
Aglomerado
Brecha
Tufo
Piroclásticas extrusivas
(20)
(18)
(15)
* Estos valores son para especímenes de roca intacta con foliación ensayados normalmente.
El valor puede variar si la ruptura ocurre a lo largo de la foliación (Hoek 1983)
No foliadas
República del Perú
101
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
En la Tabla B10 se presentan diferentes calidades de macizos rocosos, según Hoek et
al. (1995).
Hoek et al. (2002) introdujo el factor D, el cual depende del grado de alteración al cual
ha estado sujeto el macizo rocoso por daño de voladura y relajación del esfuerzo. D
varía desde 0 para macizos rocosos in situ no disturbados hasta 1 para macizos
rocosos muy disturbados. Los valores D sugeridos se encuentran en la Tabla B11.
El factor de disturbación se toma en cuanta usando las siguientes ecuaciones:
mb
⎛ GSI − 100 ⎞
= exp⎜
⎟
mi
⎝ 28 − 14D ⎠
(B15)
⎛ GSI − 100 ⎞
s = exp⎜
⎟
⎝ 9 − 3D ⎠
(B16)
a=
(
1 1 −GSI/15
+ e
− e −20/3
2 6
)
(B17)
Para las propiedades del macizo rocoso, la resistencia a la compresión uniaxial se
obtiene colocando σ'3 = 0 en la Ecuación 1, dando:
σ c = σ ci s a
(B18)
El esfuerzo de tensión del macizo rocoso es:
σt = −
sσ ci
mb
(B19)
El modulo de deformación del macizo rocoso, incluyendo el factor D, se expresa de la
siguiente manera:
Para σci ≤ 100 MPa:
⎛ D⎞ σ
E m (GPa) = ⎜1 − ⎟ ci × 10
2 ⎠ 100
⎝
(GSI −10)
40
(B20)
Para σci > 100 MPa:
⎛ D⎞
E m (GPa) = ⎜1 − ⎟ ⋅ 10
2⎠
⎝
( GSI −10 )
40
donde σci es la resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta.
República del Perú
102
Ministerio de Energía y Minas
(B21)
Anexo B
B4.2.3 Criterio de Falla de Mohr-Coulomb
Muchos de los cálculos y análisis numéricos usados en el diseño geotécnico se
apoyan en el criterio de Mohr-Coulomb y sus parámetros de resistencia al corte,
cohesión efectiva (c’), ángulo de fricción efectivo ( φ '), y resistencia al corte ( τ ). La
resistencia al corte se relaciona con los parámetros c’ del macizo rocoso y φ ' a través
de la aplicación de resistencia normal σ, según la siguiente ecuación:
τ = c ' + σ tan φ '
(B22)
Los parámetros c' y φ ' puede derivarse de los parámetros del criterio de falla de
Hoek-Brown mb, s, y a, según las siguientes ecuaciones que relacionan los criterios de
falla de Hoek-Brown y Mohr-Coulomb:
(
)
a −1
⎡
6amb s + mbσ 3' n
φ = sin ⎢
⎢⎣ 2(1 + a )(2 + a ) + 6amb s + mbσ 3' n
'
−1
(
)
a −1
⎤
⎥
⎥⎦
σ ci [(1 + a )s + (1 − a )mbσ 3' n ](s + mbσ 3' n )
(B23)
a −1
c' =
(
(1 + a )(2 + a )
(
1 + 6amb s + mbσ
) )/ ((1 + a )(2 + a ))
' a −1
3n
(B24)
donde σ 3n = σ 3' max / σ ci
Para determinar el σ 3' max primero es necesario definir la ‘resistencia del macizo rocoso’
total que, tal como lo propusieron Hoek y Brown, podría calcularse de la siguiente
relación:
'
σ cm
=
2c ' cos φ '
1 − sin φ '
(B25)
con c' y φ ' determinados para el rango de resistencia σ t < σ 3' < σ ci / 4 dando:
'
= σ ci ⋅
σ cm
(mb + 4s − a(mb − 8s ))(mb / 4 + s )a −1
2(1 + a )(2 + a )
(B26)
De un grupo de estudios de túneles y taludes, se determinaron curvas características
'
para la resistencia efectiva in situ del macizo rocoso.
que relacionan a σ 3' max y σ cm
Las siguientes ecuaciones han sido ajustadas para estas curvas:
Para túneles:
'
⎛ σ cm
⎞
σ 3' max
⎟⎟
= 0.47⎜⎜
'
H
γ
σ cm
⎝
⎠
República del Perú
103
−0.94
(B27)
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
donde el término γH se refiere al esfuerzo vertical efectivo, siendo γ el peso unitario
del macizo rocoso, y H es la profundidad del túnel por debajo de la superficie. Si el
esfuerzo horizontal efectivo es mayor que el esfuerzo vertical efectivo, el esfuerzo
horizontal efectivo deberá usarse en lugar de γH .
mb, s y a son constantes que dependen de la
composición, estructura y condiciones superficiales
de la masa de roca
MUY POBRE Superficies altamente pulidas y
desgastadas por intemperización con revestimiento
de arcilla blanda o rellenos arcillosos
σc' = esfuerzo compresivo uniaxial de testigos de
roca intacta
POBRE Superficies altamente pulidas y desgastadas
por intemperización con revestimientos compactos o
rellenos que contienen fragmentos de roca angular
σ3' = menor esfuerzo principal efectivo en falla
CONDICIONES SUPERFICIALES
σ1' = mayor esfuerzo principal efectivo en falla
MUY BUENO Muy rugoso, superficie sin alteración
CRITERIO GENERALIZADO DE HOEK-BROWN
ACEPTABLE Suave/Liso, moderadamente resistente
a la intemperización o superficies alteradas
Cálculo de Constantes mb/mi, s y a para el Criterio de Hoek & Brown
(1988) (Hoek et al., 1995)
BUENO Rugoso, ligeramente alteradas, manchas de
óxido de hierro
Tabla B10
0.4
0.26
0.015
0.5
20000
0.25
62
0.16
0.003
0.5
9000
0.25
48
0.08
0.0004
0.5
3000
0.25
34
0.11
0.001
0.5
0.07
0
0.53
ESTRUCTURA
FRACTURADO- muy buena masa
de roca no alterada que consiste
en bloques cúbicos formados por
una familia ortogonal de
discontinuidades
MUY FRACTURADOinterconectado, el macizo rocoso
se encuentra parcialmente
alterado y disturbado con bloques
multifacéticos angulares formados
por cuatro o mas discontinuidades
FRACTURADO/FOLIADO- foliado
y fallado con discontinuidades
formadas por rocas angulares
TRITURADO- pobremente
interconectado, macizo rocoso
fuertemente disturbado con
mezcla de bloques angulares y
redondeados.
República del Perú
mh / mf
0.6
s
0.19
0.062
a
0.5
0.5
Em
75000
40000
v
0.2
0.2
GSI
85
75
mh / mf
0.4
0.29
s
0.062
0.021
a
0.5
0.5
0.16
0.003
0.5
Em
40000
24000
9000
5000
2500
v
0.2
0.25
GSI
75
65
0.25
48
0.25
38
0.3
25
0.12
0.001
0.5
6000
0.25
40
0.08
0
0.5
3000
0.3
30
0.06
0
0.55
2000
0.3
20
0.08
0
0.5
3000
0.3
30
0.06
0
0.55
2000
0.3
20
0.04
0
0.6
1000
0.3
10
mh / mf
0.24
0.17
s
0.012
0.004
a
0.5
0.5
Em
18000
10000
v
0.25
0.25
GSI
60
50
mh / mf
0.17
0.12
s
0.004
0.001
a
0.5
0.5
Em
10000
6000
v
0.25
0.25
GSI
50
40
104
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Tabla B11
Guías para el Cálculo del Factor D de Disurbación para
Excavaciones Subterráneas (Hoek et al., 2002)
Descripción del Macizo Rocoso
Voladura o excavación controlada de excelente
calidad a través de Máquina Perforadora de Túneles
que da como resultado alteración mínima
disturbadora del macizo rocoso.
Excavación mecánica o manual para macizos
rocosos de calidad pobre que da como resultado
daño mínimo.
Problemas de compresión que dan como resultado el
levantamiento del piso sin instalación de control del
terreno.
Voladura de calidad muy pobre en macizo rocoso
duro dando como resultado daño severo local hasta
2 a 3 m en el macizo rocoso..
B5.
Valor Sugerido de D
D=0
D=0
D = 0.5
D = 0.8
REFERENCIAS
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Proc. Sym. on Exploration for Rock Engineering, Johannesburg.
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Design Decisions”. In Subsurface Space, (ed. M. Bergman) 2, 553-561, New
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Mechanics, ISRM, Denver, Volume 11A, 1974, pp. 27-32.
Bieniawski, Z.T., 1976, “Rock Mass Classification in Rock Engineering”, Proc.
Symposium on Exploration for Rock Engineering, Johannesburg, Volume 1,
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Chappell, B.A., 1987, "Structural Response and Rock Bolting of a Rock Mass", Mining
Technology No. 4.
Golder, 2000. Rock Mass Classification.
Associates Ltd.
República del Perú
Internal document prepared by Golder
105
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Grimstad, E., Barton, N., Lien, R., Lunde, J., Loset, F., 1986, "Classification of Rock
Masses with Respect to tunnel Stability õ New Experiences with the Q System
(in Norwegian)" Geotek nikk, 301.1 - 3.18, Tapir Press.
Grimstad, E., Barton, N., 1993, “Updating the Q System for NMT”, proc. inter. symp. on
sprayed concrete – modern use of wet mix sprayed concrete for underground
support, Fagernes (eds Kompson, Obsahl and Berg), Osslo: Norwegian Concrete
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Hoek, E., Brown, E.T., 1980, "Underground Excavations in Rock", Institute of Mining
and Metallurgy, London, England.
Hoek, E., Brown, E.T., 1988, "The Hoek-Brown Failure Criterion - A 1988 Update",
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Hoek, E., Kaiser, P.K. and Bawden, W.F. (1995). Support of Underground Excavations
in Hard Rock. Rotterdam, Balkema.
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E., 2000, “Rock Mass Classification”, Practical Rock
www.rocscience.com/hoek/Practical RockEngineering.asp.
Engineering,
Hoek, E., Carranza-Torres, C. and Corkum, B. (2002). Hoek-Brown failure criterion –
2002 edition. Proc. Of the 5th North American Rock Mechanics Symposium and
the 17th Tunneling Associateion of Canada Conference: NARMS – TAC 2002,
Toronto. Univ. of Toronto Press, pp. 267 – 273.
Hutchinson, J., Diederichs, M.Sc., 1996, “Cabblebolting in Underground Mines”, BiTech
Publishers Ltd., Richmond, B.C.
Kirsten, H.A.D., 1983, "The Combined Q-NATM System for the Design and
Specification of Primary Tunnel Support", S. African Tunnelling, No. 6.
Laubscher, D.H., 1984, "Design Aspects and Effectiveness of Support Systems in
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Laubscher, D.H., Page, C.H., 1990, "The Design of Rock Support in High Stress or
Weak Rock Environments", presented at the 92nd Annual General Meeting of
CIM, Ottawa, May.
Laubscher, D.H., 1990, "A Geomechanics Classification System for the Rating of Rock
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Metallurgy, Volume 90, No. 10, October, pp. 257-273.
Milne et al., “Rock Mass Characterisation for Underground Hardrock Mines”. pp. 3-4.
http://mining.ubc.ca/rock/publications/Rock%20Mass-can-tun98.fnl-3.PDF
MOSHAB, 1997 Geotechnical Considerations in Underground Mines”, Guideline –
Department of Industry and Resources, Government of Western Australia.
Priest, S.D., Hudson, J.A., 1976, "Discontinuity Spacings in Rock", Int. Journal of Rock
Mech. and Min. Sci. #13.
República del Perú
106
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
Anexo C
Especificaciones Técnicas para la
Construcción de Tapones de Concreto
República del Perú
107
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
C1.
INTRODUCCIÓN .............................................................................................. 111
C1.1
Roles y Responsabilidades .............................................................. 111
C1.1.1
C1.1.2
C1.1.3
C1.1.4
C1.1.5
C1.2
Notas Generales ................................................................................ 112
C1.3
Documentos a presentar .................................................................. 112
C1.3.1
C1.4
C2.
Supervisión de las Obras .............................................................. 113
Normas y Códigos............................................................................. 113
Materiales de Concreto................................................................................... 114
C2.1
Mezcla de Concreto y Ensayos ........................................................ 115
C2.2
Preparación del Sitio......................................................................... 116
C2.3
Pasadores (dowels)........................................................................... 117
C2.4
Encofrado........................................................................................... 117
C2.5
Colocación del Concreto .................................................................. 118
C2.5.1
Vaciado de Concreto en Clima Frío .............................................. 119
C2.6
Inspección y Evaluación................................................................... 120
C2.7
Curado ................................................................................................ 120
C2.8
Juntas ................................................................................................. 121
C2.8.1
C2.8.2
C2.9
C3.
Postor ............................................................................................ 111
Representante del Propietario ...................................................... 111
Contratista ..................................................................................... 111
Superintendente ............................................................................ 111
Ingeniero Calificado ...................................................................... 111
Juntas de Construcción................................................................. 121
Juntas Frías................................................................................... 121
Concreto Defectuoso ........................................................................ 122
Refuerzo ........................................................................................................... 122
C3.1
Malla de Refuerzo .............................................................................. 123
C3.2
Ensayos.............................................................................................. 123
C3.3
Planos Detallados de los Refuerzos................................................ 123
C3.4
Colocación de los Refuerzos ........................................................... 123
C4.
Inyecciones de Concreto ................................................................................ 124
C5.
Instrumentación .............................................................................................. 126
República del Perú
109
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
C1.
INTRODUCCIÓN
En el presente Anexo se documenta el diseño básico y los procedimientos de
construcción que deben implementarse para crear tapones de concreto adecuados
para los requerimientos a largo plazo del cierre de las actividades mineras.
Durante la construcción de los tapones, deberá ejercerse un buen control de calidad
para garantizar que la calidad del concreto del tapón final sea la adecuada. En este
anexo se discuten los controles de velocidad de vaciado, compactación vibratoria y
otros aspectos importantes de los contratistas y se describen procedimientos de
control que son requeridos para todas las actividades de inyección y ensayos de agua,
con la finalidad de garantizar que se cumplan los requerimientos de diseño.
C1.1
ROLES Y RESPONSABILIDADES
Para efectos del presente documento, se usarán las siguientes definiciones:
C1.1.1 Postor
Compañía minera que solicita al Ministerio de Energía y Minas autorización para la
construcción de un tapón.
C1.1.2 Representante del Propietario
Representante(s) del Postor en el lugar de trabajo. Podría incluir un Ingeniero del
equipo de diseño y un Gerente de Construcción para que dirija al Contratista.
C1.1.3 Contratista
La compañía contratada para ejecutar las actividades de construcción descritas en el
Alcance del Trabajo, así como todos los subcontratistas contratados por el Contratista.
C1.1.4 Superintendente
Representante del Contratista responsable de planificar del trabajo, y de dirigir y
supervisar las cuadrillas de trabajadores.
C1.1.5 Ingeniero Calificado
Ingeniero o grupo de ingenieros con experiencia en el diseño de tapones y en el
desarrollo y la aplicación de especificaciones para concreto, encofrado, acero de
refuerzo y/o inyecciones. Asimismo, se requiere personal experimentado para que
realice la inspección geológica del lugar del tapón y garantizar la construcción correcta
de los tapones para túneles. Deberá contarse con un ingeniero calificado designado
durante toda la etapa de construcción de tapones. Por lo general, el Postor
conservará a este ingeniero para que interactúe con el contratista a pedido específico.
República del Perú
111
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
C1.2
NOTAS GENERALES
El tapón deberá ser diseñado de conformidad con las normas que se enumeran en la
Sección C1.2 o con las normas previamente aprobadas por el Representante del
Propietario.
Los tapones no serán cargados hasta que se verifique que el concreto haya adquirido
la resistencia de 28 días mediante ensayos de cilindro de conformidad con la norma
CSA A23.
Antes de vaciar el concreto, el Contratista enviará los diseños de mezcla al
Representante del Propietario para obtener su aprobación por escrito.
No se realizará construcción de tapones (vaciado de concreto) antes de haber recibido
la aprobación por escrito de la mezcla de parte del Representante del Propietario.
La mezcla aprobada no deberá ser modificada sin aprobación escrita.
Un Ingeniero Calificado en métodos de construcción deberá revisar el trabajo de
encofrado y refuerzo antes de iniciar el vaciado.
Deberá mantenerse un registro de todos los vaciados de concreto para consignar la
fecha, la ubicación del vaciado, la cantidad, las temperaturas del aire (al vaciar el
concreto). Deben tomarse muestras testigo y documentarse los resultados de dichas
muestras testigo.
Un Ingeniero Calificado designado debe presentar una carta al concluir los tapones
indicando que fueron construidos de conformidad con el diseño de ingeniería.
C1.3
DOCUMENTOS A PRESENTAR
El Contratista presentará los métodos de trabajo propuestos para vaciado de concreto
para su aprobación por lo menos siete días antes de comenzar a vaciar el concreto.
Para ser aceptada, dicha presentación deberá incluir la siguiente información:
1.
2.
Registros de los ensayos en los que se indique la fuente y la prueba de
conformidad con las especificaciones del proyecto de todos los materiales de
concreto, incluyendo:
(a)
Cemento Portland,
(b)
Agregados,
(c)
Agua para mezcla,
(d)
Aditivos aereantes; y
(e)
Aditivos químicos (reductores de agua, retardadores de fraguado y super
plastificadores).
La fuente propuesta de concreto y el diseño propuesto de mezcla de
concreto, incluyendo datos de los ensayos de experimentos previos con el
diseño de mezcla, si estuvieran disponibles.
República del Perú
112
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
3.
Diseño(s) propuesto(s) para la mezcla de concreto. Cuando mínimo, por cada
diseño de mezcla deberá presentarse la información que se indica a
continuación:
(a)
Designación, número o código de mezcla fácilmente identificable.
(b)
Cantidades de lotes de agregados finos, agregados gruesos, cemento,
demanda esperada de agua (incluyendo toda el agua de la humedad de los
agregados, agua añadida en la planta de preparación de concreto e in situ),
aditivos aereantes, aditivos químicos, y todos los demás ingredientes en kg/m3
o L/m3 en base a los agregados secos de superficie saturada.
(c)
Fuente, gradación, densidad a granel relativa (gravedad específica) y
absorción del agregado.
(d)
Resistencia a la compresión a los 28 días de conformidad con CSA A23 (o
ASTM C°39-96).
4.
Detalles del equipo a usarse para dosificación, mezcla y transporte del
concreto.
5.
Detalles del equipo propuesto para vaciado del concreto.
6.
Detalles del encofrado propuesto.
7.
Detalles de los procedimientos propuestos de curado del concreto y
protección a proporcionarse durante el curado.
C1.3.1 Supervisión de las Obras
El Contratista pondrá a la disposición un Superintendente para que planifique el
trabajo, y dirija y supervise a las cuadrillas de trabajadores. Esta persona deberá estar
completamente familiarizada con el moldeo, manipuleo y colocación del concreto en
este entorno y deberá haber construido previamente tapones para túneles. Se
entregará al Representante del Propietario un resumen sobre experiencia laboral
relevante (CV) del Superintendente para su revisión y aprobación por lo menos 30 días
antes del inicio de las obras. El Superintendente no será reemplazado sin el
consentimiento por escrito del Propietario.
El Contratista también pondrá a la disposición una persona experimentada para que
trabaje con el Superintendente.
Esta persona con experiencia deberá estar
familiarizada con el manipuleo, corte, flexión, colocación, atadura de acero de
refuerzo, así como con la interpretación de los planos de acero de refuerzo y los
programas de colocación de barras, así como haber construido previamente tapones
para túneles. Se entregará al Representante del Propietario un resumen de
experiencia laboral relevante (CV) de esta persona experimentada para su revisión y
aprobación 15 días antes del inicio de cualquier trabajo relacionado con los tapones.
Dicha persona experimentada no será reemplazada sin la aprobación previa por
escrito del Propietario.
C1.4
NORMAS Y CÓDIGOS
Todos los trabajos de concreto y refuerzo de acero se realizarán de tal manera que
cumplan o superen los estándares mínimos aceptados por el Ministerio de Energía y
Minas. Son normas aceptables las siguientes:
República del Perú
113
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
Autoridad o
Institución
CSA
CSA
CSA
CSA
CSA
CSA
CSA
CSA
CSA
CSA
ASTM
ASTM
ASTM
ASTM
ASTM
ASTM
ASTM
ASTM
ASTM
ASTM
ASTM
ASTM
ACI
ACI
ACI
ACI
ACI
ACI
ACI
ACI
ACI
ACI
Norma No.
Título
Canadian Standards Association (CSA)
A5
Cemento Portland
A23
Concreto y Concreto Armado
A23.1
(Materiales de Concreto y Métodos de Concreto)
A23.2
Métodos de Ensayo para Concreto
A23.3
Diseño de Estructuras de Concreto
A23.5
Materiales Cementantes Suplementarios
G30 Series
Materiales de Refuerzo para Concreto
A179
Mortero y Lechada para la Albañilería
A266.1
Aditivos Aereantes
A266.2
Aditivos Químicos
Normas de la American Society for Testing and Materials (ASTM)
C150-97a
Especificación para Cemento Portland
C33-97
Especificación Estándar para el Concreto
C94-98
Especificación Estándar para la Mezcla Lista
C260-97
Aditivos Aereantes para Concreto
C494-98
Aditivos Químicos para Concreto
C39-96
Método de Ensayo Estándar para Resistencia a la Compresión
A318-95/318R-95
Requerimientos del Código de Construcción para Concreto
Estructural
A315-92/315R-94
Práctica Estándar de Concreto Armado
A615 & 617
Barras Deformadas de Acero de Tochos y Barras Puras para
Concreto Armado
A706
Aleación para Concreto Armado
A82-88
Alambre de Acero Puro para Concreto Armado
A185-85
Tela de Alambre Puro de Acero Soldado para Concreto Armado
Normas de American Concrete Institute (ACI)
301-96
Especificaciones para Concreto Estructural
302-1R-96
Guía para Pisos y Losas de Concreto
304R-89
Guía para Medir, Mezclar y Transportar Concreto
305R-91
Especificación Estándar para Climas Cálidos
306.1-90
Especificación Estándar para Climas Fríos
308-92
Práctica Estándar para Curar Concreto
309
Práctica Estándar para Consolidación de Concreto
318-95 & 318R-95
Requerimientos Básicos de Construcción para Concreto
Estructural
315-92/315R-94
Práctica Estándar para Concreto Armado
347-R88
Guía para Encofrados de Concreto
Salvo que se citen fechas de publicación en particular, referirse a la última publicación de cada norma.
C2.
MATERIALES DE CONCRETO
La mezcla de concreto deberá incluir lo siguiente:
•
Cemento Portland: El cemento Portland deberá cumplir con los requerimientos de la
Norma CSA A-5 (o ASTM C150) para cemento Portland Tipo I o Tipo I-P. Se
recomienda cemento resistente al sulfato salvo que se haya predeterminado que la
composición química tanto del agua retenida como del agua de subsuelo no es
agresiva.
República del Perú
114
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
•
Materiales cementantes suplementarios: Los materiales cementantes suplementarios
deberán cumplir con los requerimientos de la Norma CSA A23.5.
•
Agregados: Los agregados de concreto deberán cumplir con los requerimientos de la
Norma CSA-A23.1 Materiales de Concreto y Métodos de Construcción de Concreto o
ASTM C33.
•
Agua: El agua usada para mezclar o curar el concreto deberá cumplir con los
requerimientos de la Norma CSA A23.1.
•
Aditivos Químicos: Deberán cumplir con los requerimientos de las Normas ASTM
C260 & C494 o CSA-A23.1. Los aditivos deberán ser compatibles con el cemento y
usarse solamente con la aprobación del Propietario.
•
Retardador de Superficie de Concreto: Puede aplicarse a los moldes de concreto en
los que van a moldearse juntas de construcción. El retardador aplicado a los moldes
de concreto en el lugar de las juntas de construcción deberá ser aprobado antes de
su aplicación.
C2.1
MEZCLA DE CONCRETO Y ENSAYOS
Las especificaciones exactas para el concreto deben ser preparadas por un Ingeniero
Calificado idóneo y presentadas al Representante del Propietario para su aprobación.
No obstante, se sugiere lo siguiente para el concreto propuesto para uso para
cualquier tapón:
1.
Todo el concreto usado debe tener una resistencia mínima a la comprensión
de 28 días (f′c) del orden de 30 MPa.
2.
Hay que diseñar y ensayar las mezclas de concreto de conformidad con la
Norma CSA A23. Tener especial cuidado durante los meses invernales. La
mezcla deberá ser diseñada para exposición de clase S-1.
3.
Deben fundirse cilindros de concreto para cada vaciado.
4.
El asentamiento deberá ser 75 mm ±15 mm en el lugar del tapón.
5.
Todo el concreto expuesto a ciclos de congelación – deshielo deberá
contener un agente aireante. Todo el contenido de aire deberá ser según se
especifica en la Norma CSA A23 para el tamaño o agregado en particular que
se use.
6.
El tamaño máximo del agregado grueso deberá ser 25 mm.
7.
Se recomienda el uso de cemento resistente a sulfatos salvo que se haya
determinado específicamente que la composición química del agua no es
agresiva.
8.
Puede usarse un aditivo puzolánico, tal como cenizas, para reducir el calor de
hidratación y ayudar a evitar el agrietamiento por contracción durante el
curado.
9.
El concreto que no se coloque en el plazo de una hora después de su
mezclado, deberá contener una cantidad suficiente de agentes retardadores
para retrasar el fraguado inicial durante el tiempo necesario para colocar y
compactar el concreto o deberá ser desechado no usándose en las obras.
República del Perú
115
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
10. Todos los aditivos del concreto, tales como el agente retardador, el agente
reductor de agua y/o los agentes aereantes, deberán ser compatibles entre sí
de conformidad con la Norma CSA A23. El cloruro de calcio o los productos
que contienen cloruro de calcio no se usarán con tales aditivos.
11. La mezcla exacta de concreto será especificada por un ingeniero de diseño
calificado en el diseño de mezclas de concreto. Las formulaciones del diseño
de mezcla deben tomar en cuenta el asentamiento especificado, la
disponibilidad de agregados y cualesquier requerimientos impuestos por los
métodos de colocación de concreto.
12. El agua usada para la mezcla debe ser limpia y estar libre de sales, álcalis u
otros minerales que puedan reaccionar de manera no deseada con el
cemento (es decir, debe ser de calidad conveniente para beber). Algunas
aguas procesadas de minas pueden no ser adecuadas.
13. Todos los agregados a usarse en la mezcla de concreto no deben ser
reactivos a álcalis sílices.
14. En el diseño de concreto deben estipularse las evaluaciones necesarias para
control de calidad del concreto, incluyendo el número de ensayos que deben
realizarse, así como el intervalo de tiempo para los especimenes curados (por
ejemplo, 3 días, 7 días y/o 28 días).
C2.2
PREPARACIÓN DEL SITIO
La idoneidad de la roca en el local del tapón deberá ser examinada y aprobada antes
de la construcción por un geólogo/ingeniero especialista en mecánica de rocas
debidamente calificado, a fin de garantizar que no esté presente ninguna estructura
geológica adversa (e.g., fallas o zonas de deslizamiento.
No hay que subestimar la importancia de la preparación cuidadosa del sitio ya que un
sello deficiente en la interfase de concreto/roca puede tener como resultado fugas.
Las superficies de roca contra las que deberá vaciarse el concreto deben ser
cuidadosamente desfragmentadas de toda roca suelta y limpiadas con inyección de
aire/agua comprimida. Las superficies de roca deberán están completamente limpias
y libres de escombros, roca suelta, fragmentos semiseparados e inestables, óxido,
lodo, grasa y revestimientos cuestionables.
Las superficies limpiadas y preparadas deben ser aprobadas por el Supervisor de la
construcción antes de vaciar el concreto.
El agua que fluya a través del túnel donde se coloque el tapón deberá ser
completamente controlada antes de la limpieza definitiva del sitio y colocación del
concreto, de tal modo que el agua no se mezcle con el concreto fresco durante el
vaciado. Si fuera necesario, puede colocarse uno o varios tubos, cuyo número y
diámetro dependerá del flujo a evacuarse, en un extremo de la toda la longitud del
tapón e incrustarse en el concreto del tapón. Esta decisión se tomará al inicio de la
construcción según las condiciones del lugar en particular. Al concluir la construcción
del tapón, el tubo o los tubos deberán incrustarse completamente con concreto de
igual resistencia a la compresión que el del tapón e inyectarse para no dejar espacios
vacíos a lo largo del tubo.
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Anexo C
C2.3
PASADORES (DOWELS)
En caso de que se utilicen pasadores de roca en el tapón, éstos deberán cumplir los
siguientes requerimientos:
•
Todos los pasadores deben ser completamente rellenados (inyectados) usando
lechada de cemento con una relación agua/cemento de 0.35 a 0.4.
•
Deben usarse pasadores galvanizados o protegidos contra la corrosión en áreas en
las que hay agua de subsuelo agresiva.
•
El lechada de cemento para pasadores debe ser relleno premezclado, no metálico
que compense la contracción colocado de conformidad con las especificaciones del
fabricante.
•
El agua empleada para mezclas de lechada de cemento debe estar limpia y libre de
sustancias nocivas. El agua deberá filtrarse si fuera necesario para reducir los
sólidos suspendidos a menos de 500 mg/L.
•
Los cubos deben ser fundidos y sometidos a ensayos de purga según indique el
Ingeniero para verificar el rendimiento de la lechada de cemento empleada para la
instalación de los pasadores.
C2.4
ENCOFRADO
El encofrado del tapón debe ser construido con material de buena calidad y de tal
manera que brinde un buen sello para contención del concreto y cualquier lechada de
cemento que pueda ser inyectada. El diseño del encofrado debe ser suficiente para
resistir la presión de líquidos del concreto y cualquier presión incrementada debido a la
inyección (inyección de cemento) o el vaciado del concreto. El encofrado debe ser
diseñado de conformidad con la Norma CSA A23 (o cualquier equivalente aprobado) y
verificado por un Ingeniero Estructural calificado.
La colocación del encofrado no deberá realizarse hasta haber obtenido la aprobación
del Representante del Propietario.
En algunos casos, puede usarse la construcción de paredes de shotcrete de buena
calidad como encofrado para colocar los tapones. Se requerirá el diseño adecuado de
moldes de shotcrete y la observancia de las velocidades de vaciado del concreto a fin
de cumplir con la Norma ASTM 318-95 o una norma aprobada similar.
Hay que recubrir la superficie de los moldes con un aceite que no manche u otro
material aprobado antes de usar y antes de colocar cualquier refuerzo de acero.
Antes de comenzar a vaciar concreto para un tapón, hay que limpiar bien la parte
inferior, las paredes y la corona del túnel en el que se construirá el tapón para retirar
cualesquier escombros o polvo de construcción. En el techo del tapón, a fin de
garantizar un sello hermético, hay que descargar concreto tan alto como sea posible,
de preferencia debiendo instalarse una tubería que alimente la corona, la misma que
podrá retirarse cuando el relleno hasta el nivel marcado pase de un extremo del tapón
al otro. También sería conveniente colocar tuberías de descarga de aire que
posteriormente puedan usarse para la inyección de la zona de contacto.
Deben tomarse todas las precauciones necesarias para mantener la seguridad de la
estructura antes y después de retirar los moldes. Hay que tener cuidado para sacar
los moldes a fin de que el concreto no se despostille ni raje.
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Anexo C
C2.5
COLOCACIÓN DEL CONCRETO
El Representante del Propietario y el Superintendente deben supervisar la
construcción del tapón. A continuación, se presentan comentarios básicos respecto a
la construcción y vaciado del concreto.
1.
Hay que tener especial cuidado de cerciorarse de que las barras de refuerzo
de acero estén sostenidas de tal manera que no se desplacen durante el
vaciado de concreto. Las barras deberán asegurarse usando alambre calibre
16 (u otro material equivalente aprobado).
2.
Antes de vaciar el concreto, todo el equipo para mezcla y transporte de
concreto deberá ser limpiado para retirar cualquier concreto solidificado o
materiales extraños. En climas en los que haya nieve, todos los agregados,
materiales de refuerzo y moldes deben ser descongelados. Todos los
escombros deben ser retirados de los moldes y todos los moldes deben ser
bien enjuagados con agua.
3.
Los tubos de descarga deben instalarse conforme sea necesario en el techo
más alto (o corona) del túnel o lugares altos antes de vaciar el concreto a fin
de permitir que escape el aire atrapado. Estos tubos pueden usarse en
operaciones de inyectado posteriores.
4.
El concreto debe ser transportado desde la mezcladora hasta el lugar de
vaciado final tan rápido como sea posible y en un período no mayor a una
hora desde su mezcla, salvo que se utilice un agente retardador. Al vaciar el
concreto, éste no deberá soltarse libremente desde el extremo de una rampa
o manguera a una distancia mayor de 1.5 metros, para evitar que el concreto
se segregue.
5.
El vaciado de concreto, sobre todo para tapones monolíticos, deberá
realizarse en forma continua hasta concluir el trabajo. No se permitirán
interrupciones en los vaciados para evitar juntas frías horizontales entre cada
vaciado. Es importante tener a la mano la totalidad de materiales y equipos
necesarios y que los equipos estén en buen estado para garantizar un
vaciado sin interrupciones.
6.
Compactar bien todo el concreto con vibradores u otras herramientas
compactadoras adecuadas durante la operación de vaciado. Trabajar con
cuidado los ángulos de los moldes y las superficies rocosas y alrededor de los
refuerzos. Debe ponerse cuidado especial para empujar bien el concreto
dentro de los anclajes en las rocas.
7.
El concreto debe vaciarse en capas que sean aproximadamente horizontales.
La velocidad de vaciado deberá ser tal que cada carga sucesiva pueda ser
vibrada en la carga anterior para obtener una unión adecuada, aunque la
profundidad total del concreto plástico nunca deberá exceder el límite
impuesto por el diseño de los moldes.
La temperatura del concreto durante el vaciado deberá ser cuando mínimo 10°C no
debiendo superar los 25°C.
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Anexo C
Notas: Temperaturas Calientes
El concreto no deberá colocarse cuando su temperatura sobrepase los 25°C. Sin
embargo, cuando la temperatura ambiente exceda de 30°C, deben tomarse
precauciones para climas cálidos (de conformidad con la Norma ACI 305 R-91). El
concreto deberá cumplir lo siguiente:
•
Contener un retardador en una cantidad aplicada de conformidad con las
instrucciones del fabricante; y
•
No contener cemento de alta resistencia inicial.
Los moldes y equipos, incluido el equipo de mezcla y vaciado de concreto, deberán
estar protegidos de la luz solar directa. Los moldes y equipos deberán enfriarse
mediante humedecimiento u otros medios para mantener una temperatura que no
exceda en más de 10°C a la temperatura ambiente y que no sea mayor de 38°C.
Inmediatamente antes de vaciar el concreto, los moldes y refuerzos, así como el área
de los alrededores de la obra deben ser bien humedecidos.
El tiempo de mezcla debe mantenerse en un mínimo compatible con la producción de
la calidad de concreto especificada y el concreto mezclado deberá vaciarse de
inmediato.
Se colocará una valla, cortavientos, sombrilla, cubierta de plástico y/u otros materiales
cuando la tasa de evaporación en el local de vaciado de concreto sea alta (como por
ejemplo 1 kg/m2/hora o más estimado para el emplazamiento de la mina). De este
modo, se protegerá el concreto de contracción plástica hasta que pueda aplicarse un
agente endurecedor.
El curado continuo con agua deberá comenzar tan pronto como el concreto se haya
endurecido lo suficiente para evitar el daño superficial.
C2.5.1 Vaciado de Concreto en Clima Frío
Se aplicarán las precauciones para climas fríos de conformidad con la Norma ACI 306
cada vez que la temperatura ambiente sea o se espere que sea menor de 5°C. La
temperatura del concreto deberá mantenerse entre 10°C y 21°C durante un mínimo de
3 días para áreas que no estén sujetas a cargas o durante 6 días para áreas que
reciban una carga parcial. Estos períodos pueden reducirse en 33% con el uso de
cemento de alta resistencia inicial.
Dentro de los métodos empleados para mantener la temperatura del concreto, deberá
proveerse acceso conveniente y bandejas de inspección removibles de tal modo que
pueda medirse la temperatura del concreto y registrarse en cualquier momento. Las
bandejas de inspección deberán colocarse de tal modo que se obtengan muestras
representativas de lugares entre los que se incluyen ángulos y elementos más
expuestos.
No vaciar concreto sobre una superficie cuya temperatura sea menor de 5 °C.
Cuando la Obra esté en un lugar cerrado o se usen calentadores para generar calor:
•
Dejar una franja de acceso de cuando mínimo 1.5 metros de ancho entre la Obra y el
calentador más próximo.
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Anexo C
•
No descargar los tubos de escape de los calentadores directamente hacia la Obra.
•
Instalar un termómetro dentro del marco en un lugar aprobado por el diseñador.
•
Mantener la humedad en o sobre 40% e instalar un dispositivo de medida adecuado,
o emplear curado con agua 12 horas antes de la terminación del calentamiento.
C2.6
INSPECCIÓN Y EVALUACIÓN
Todas las pruebas deberán ser conducidas por el Contratista, de conformidad con la
Norma CSA A23.2 o norma similar aprobada.
La inspección y evaluación de los trabajos con concreto se llevarán a cabo para
confirmar la resistencia uniaxial a la compresión en diferentes momentos. La
resistencia promedio a la compresión de todas las series de ensayos de resistencia
consecutivos de los cilindros, realizados y ensayados de conformidad con las Normas
CSA A23.3-3C y CSA A23.2-9C no deberá ser menor de la especificada por el
diseñador para el concreto de 28 días. Ningún ensayo individual de resistencia deberá
ser más de 3,5 MPa debajo de la resistencia especificada. Si un ensayo de resistencia
cae por debajo de la resistencia especificada, el concreto será considerado
defectuoso, debiendo retirarse la totalidad o parte del concreto previamente vaciado
según se describe en la Sección C2.10.
El Contratista dispondrá que se realice un ensayo de asentamiento por cada carga de
concreto. Además, se tomarán muestras de los agregados fino y grueso y se
evaluarán para verificar su conformidad con las especificaciones y normas
mencionadas.
La aceptación de cualquier proporción de mezcla de concreto o material no evitará su
rechazo en el futuro si posteriormente se descubre que carece de uniformidad o que
no cumple con los requerimientos especificados, o si su rendimiento en campo es
insatisfactorio.
C2.7
CURADO
Tan pronto como sea posible, después de retirar el encofrado, toda la superficie de
concreto deberá ser curada protegiéndola de la pérdida de humedad (por ejemplo, de
un secado prematuro), cambio rápido de temperatura y daño mecánico de
conformidad con lo requerido por la Norma CSA A23.1 (Requerimientos de Curado y
Protección) y con lo siguiente:
•
Todos los moldes deberán permanecer colocados durante un mínimo de tres días o
según especifique el Representante del Propietario.
•
El concreto deberá ser principalmente curado con agua;
•
La superficie expuesta del concreto deberá mantenerse continuamente húmeda
durante todo el período de curado o, en el caso de que se usen juntas de
construcción, hasta que se coloque nuevo concreto encima; y
•
El Contratista deberá contar con los equipos necesarios para un curado adecuado y
listos para ser instalados antes de que comience el vaciado efectivo de concreto.
Puede usarse un aditivo puzolánico, tal como cenizas, para reducir el calor de la
hidratación y ayudar a prevenir el agrietamiento por contracción durante el curado.
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Anexo C
Todo el concreto deberá mantenerse con una pérdida mínima de humedad a una
temperatura relativamente constante durante el período necesario para la hidratación
del cemento o endurecimiento del concreto. Todos los moldes deberán permanecer
colocados por un período mínimo de tres días. Durante este lapso de tiempo, hay que
mantener una temperatura mínima de 10°C.
Cuando haya clima cálido, el concreto deberá ser curado de conformidad con uno de
los métodos descritos en la Norma ACI 305 R-91.
C2.8
JUNTAS
C2.8.1 Juntas de Construcción
No está permitido el uso de juntas de construcción horizontales o a lo largo de todo el
tapón, a menos que haya sido especificado cuando se incluyen sellos de agua en el
diseño aprobado
Las juntas de construcción verticales deberán ser tratadas entre secciones del tapón
para garantizar que el efecto de esta discontinuidad de concreto se minimice y no se
convierta en una junta fría.
Este tratamiento será realizado mediante procedimientos de corte en fresco,
exponiendo el agregado de concreto con el que se unirá posteriormente el concreto
vaciado. Las juntas de construcción deberán ser bien limpiadas de concreto suelto o
defectuoso, revestimiento, arena, compuesto curador y cualquier otro material extraño
sobre la superficie. Esto puede lograrse retirando la matriz de cemento cepillando con
cepillos con alambre duro, usando un chorro de aire/agua de intensidad adecuada (0.7
MPa) o un percutor de aguja a fin e exponer el agregado. Un agente ligante (con una
duración apropiada después de abierto) previamente aprobado por el Representante
del Propietario será aplicado a la junta de construcción inmediatamente antes del
vaciado de concreto.
C2.8.2 Juntas Frías
Una junta fría es una junta no prevista que se forma cuando una superficie de concreto
se endurece antes de que se coloque el siguiente lote de concreto. En caso de que se
malogre el equipo u ocurra una interrupción prolongada inevitable del vaciado continuo
del concreto cuando parece que el concreto puede endurecerse hasta el extremo de
formarse una junta fría, el Contratista deberá aplicar de inmediato un retardador sobre
la superficie del concreto. Una vez que el lote de concreto se haya solidificado, la
matriz de la superficie retardada puede retirarse para exponer el agregado con el que
posteriormente se una el concreto vaciado. El Representante del Propietario
determinará si esta superficie expuesta formará una junta fría que malogre la
integridad estructural del tapón y si se necesita una acción / tratamiento adicional. Las
reparaciones en algunos casos incluirán la remoción de la totalidad o parte del
concreto previamente vaciado.
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Anexo C
C2.9
CONCRETO DEFECTUOSO
El concreto será considerado defectuoso si el ensayo de cilindro de concreto para
cualquier parte de la Obra no cumple con la resistencia especificada. En tales casos,
el concreto de esa sección puede ser revisado por el Representante del Propietario
mediante especimenes testigos tomados y ensayados de conformidad con el Método
de Ensayo CAN/CSA A23.2-14c.
Si algún espécimen testigo tiene una resistencia a la compresión menor que la
resistencia especificada, el Representante del Propietario tendrá derecho a exigir el
reemplazo o el refuerzo de la sección defectuosa de la estructura. Todos los costos,
incluidos muestreo, ensayos, refuerzo, demolición y reemplazo, serán asumidos por el
Contratista aun cuando una evaluación ulterior del diseño permita que la unidad sea
clasificada como aceptable.
El concreto también será considerado defectuoso si es estructuralmente inseguro, no
es hermético, presenta cangrejeras o está mal acabado, según determine el
Representante del Propietario. La Sección C 2.9.2 se aplicará en el caso particular de
una junta fría. El Representante del Propietario tendrá derecho a exigir el reemplazo,
el refuerzo o la corrección de la sección defectuosa de la estructura y dichos trabajos
se ejecutarán bajo las instrucciones del Propietario. Todos los costos resultantes de la
demolición, refuerzo, subsanación y reemplazo serán asumidos por el Contratista.
C3.
REFUERZO
Las especificaciones exactas para los refuerzos de acero serán preparadas por un
Ingeniero debidamente calificado. No obstante, se sugieren las siguientes:
1.
El refuerzo consistirá en barras nuevas, recién hechas y de refuerzo
deformadas de conformidad con la Norma G30.12 (Grado 400 o ASTM A615
& A617 Grado 60). La resistencia de flujo de las barras de refuerzo deberá
ser según se indica en los planos o notas generales.
2.
Todas las barras de refuerzo de los tapones deberán tener una cobertura
mínima de concreto de 75 mm ± 12 mm.
3.
Todo el refuerzo deberá tener una resistencia mínima de fluencia de 400
MPa.
4.
Limpiar los refuerzos de todo despostillado suelto, suciedad u otros
recubrimientos que podrían destruir o reducir la unión. Rechazar las barras
con torceduras o flexiones que no aparezcan en los planos. Limpiar bien
todos los moldes antes de instalar cualquier refuerzo.
5.
Deberán usarse barras de refuerzo recubiertas con material epóxico en las
áreas en las que se haya comprobado la existencia de condiciones
corrosivas.
6.
Unir las barras de refuerzo cada cuatro intersecciones. La máxima longitud no
unida de cada barra será de 1000 mm.
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Anexo C
7.
La flexión del refuerzo de acero deberá ser de conformidad con la Norma
CSA A23.1.
8.
Los empalmes del refuerzo de acero deberá hacerse bajo la supervisión del
Ingeniero.
C3.1
MALLA DE REFUERZO
En caso de usarse mallas de refuerzo deberá soldarse con cables de acero de
conformidad con las disposiciones de ASTM A 82-88 y ASTM A 185-85 (o norma
similar aprobada). El cable de acero deberá estar hecho de elementos de alta
resistencia, laminados en caliente y estirados en frío, con una resistencia mínima a la
tracción de 5,250 kg/cm2 comprobado en ensayos de laboratorio, conformando barras
de diámetro estándar y espaciados según se indica en los planos de construcción.
C3.2
ENSAYOS
Las barras de refuerzo y mallas metálicas deberán ensayarse en la fábrica, de
conformidad con los requerimientos de la última revisión de las Normas CSA o ASTM
aplicables.
Cada embarque de acero que llegue al emplazamiento de la obra deberá estar
acompañado del conocimiento de embarque del fabricante y certificados de ensayo en
los que se proporcione detalles sobre la composición y propiedades físicas de los
materiales. El Contratista entregará una copia de la información al Representante del
Propietario.
Si el Contratista no entrega evidencia satisfactoria sobre el cumplimiento del refuerzo
de acero respecto a las especificaciones, el Representante del Propietario realizará los
ensayos debidos antes de aceptar dicho refuerzo, por cuenta y gasto del Contratista.
C3.3
PLANOS DETALLADOS DE LOS REFUERZOS
El Proponente entregará al Contratista un juego de planos detallados que muestren
todos los requerimientos de refuerzos de acero para que el Contratista prepare,
coloque y distribuya los refuerzos, así como las juntas de construcción que aparecen
en los planos o según exija el Representante del Propietario. Dicho juego de
documentos incluirá planos de colocación de barras, programas de flexión de las
barras, listas de detalles sobre las barras y otros dibujos necesarios para la fabricación
y colocación ordenadas de las barras de refuerzo.
C3.4 COLOCACIÓN DE LOS REFUERZOS
Las barras de refuerzo y mallas metálicas deberán colocarse con precisión de
conformidad con los planos de construcción y asegurarse debidamente para evitar
desplazamientos durante los procesos de vaciado y curado del concreto.
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Anexo C
Los refuerzos descansarán sobre bloques pequeños de concreto que tengan la misma
resistencia de diseño f’c del concreto de 28 días a colocarse alrededor, sillas de acero,
espaciadores, colgadores metálicos o cualquier otro soporte de acero aprobado por el
Representante del Propietario. En las intersecciones deberán usarse alambres
anillados de hierro para sujeción o sujetadores idóneos firmemente atados con un
nudo que forme una figura de “8”. Sin embargo, cuando la distancia entre las barras
sea menor de 30 cm en cada dirección, sólo se atarán intersecciones alternadas. El
área de superposición de la malla metálica de acero soldado deberá atarse
alternativamente con un alambre de hierro formando una figura de “8”. Ni los extremos
del alambre empleado en las intersecciones ni los soportes de acero deberán dejarse
al descubierto, sino que deberán protegerse por el grosor de concreto que se indica en
los planos para las barras de refuerzo que son sustentadas por éstos.
Al momento de vaciar el concreto, las barras de refuerzo, la malla metálica de refuerzo
y los soportes de acero deberán estar libres de óxido suelto, rebabas, aceite u otros
revestimientos que alteren la ligación con el concreto, debiendo todos los refuerzos
mantenerse limpios hasta que sean completamente cubiertos con concreto.
C4.
INYECCIONES DE CONCRETO
Las operaciones de inyección de concreto (grouting) del Contratista se realizarán bajo
la dirección técnica del Representante del Propietario. Por dirección técnica se
entiende, entre otras cosas, la secuencia de las obras, las presiones y las velocidades
del flujo de inyección, así como cambios al tipo y mezcla de inyección. Los aspectos
operativos relacionados con la eficacia de las operaciones del Contratista serán
responsabilidad exclusiva del Contratista.
Los perforadores y los operadores de inyección deberán tener un mínimo de tres años
de experiencia en trabajos similares. Sus registros de experiencia laboral (CV)
deberán ser presentados al Representante del Propietario. Una vez que hayan sido
aceptados para el trabajo, no deberán ser reemplazados son la aprobación previa del
Propietario.
Durante la construcción, el Contratista enviará al Propietario un registro diario por
escrito sobre los trabajos ejecutados. En dicho registro diario se incluirá las horas de
perforación e inyección, las cantidades de materiales empleadas, la identificación de
los agujeros perforados e inyectados con cemento, etc., sin limitarse a ello.
Todos los tapones requieren cierto grado de inyección para minimizar la cantidad de
fuga proveniente de la interfase cemento/roca. Dicha inyección debe aplicarse a lo
largo de todo el tapón, después de haberse vaciado el concreto a fin de asegurarse de
que la zona de roca de alta permeabilidad más dañada quede bien sellada, y que se
optimice la unión / adhesión en la interfase. Es probable que haya fugas alrededor del
tapón si la inyección de la interfase tapón/roca no se ejecuta con un estándar
suficientemente alto.
La inyección se realizará en dos pasos principales:
•
Agujeros para inyección de contacto (en el caso de vacíos en la zona de contacto,
e.g., entre el concreto y la roca) – se usan para evitar fugas a través de los espacios
dejados por contracción; y
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Anexo C
•
Agujeros para la cortina de inyecciones (o consolidación) – se usan para garantizar
que las discontinuidades de la roca sean adecuadamente rellenadas y selladas para
reducir la permeabilidad de la masa rocosa en el área de las inmediaciones del tapón.
Los agujeros para inyecciones de contacto sirven para interceptar los vacíos en la
corona del tapón y deben ser perforados y rellenados con lechada de cemento antes
de realizar la perforación de la cortina de inyecciones. La inyección de contacto se
aplica a baja presión (i.e., 0.2 MPa) y antes de que el concreto alcance la resistencia
necesaria para la cortina de inyecciones. Aunque el concreto es vaciado sobre la
roca excavada, la contracción durante el fraguado del concreto tendrá como resultado
espacios vacíos, sobre todo en el techo del túnel, lo que requiere inyecciones de
contacto de la interfase en toda la longitud del tapón para garantizar que éstos sean
bien rellenados.
La cortina de inyecciones (o consolidación) deberá comenzar sólo cuando el concreto
del tapón haya adquirido suficiente resistencia y se haya enfriado lo suficiente. La
lechada de cemento deberá tener una resistencia mínima a la compresión de 35 MPa.
El inicio de la cortina de inyecciones deberá ser determinado por el Representante del
Propietario.
Los agujeros para la cortina de inyecciones se perforan alrededor de toda la
circunferencia del tapón a la profundidad especificada en el diseño (e.g., 5 m a 10 m
en la roca). Las presiones iniciales de inyección variarán, pero generalmente tendrán
una presión que corresponda de 2 hasta 2.5 veces la presión que el tapón debe resistir
conforme lo recomendado para el inyectado (Garrett y Campbell Pitt, 1961). Estas
presiones se utilizan en las minas auríferas profundas de Sudáfrica donde por lo
general se encuentran rocas resistentes y presiones de agua relativamente altas. Sin
embargo, en el caso de que los tapones deban construirse en roca blanda a poca
profundidad, estas presiones serían dañinas, por lo cual no se recomiendan. Bajo
estas condiciones, la presión del inyectado debe corresponder a 1.25 veces la presión
hidrostática, respecto al nivel superficial.
En lo que concierne a la secuencia de la inyección en toda la longitud del tapón, la
inyección deberá comenzar en el extremo aguas abajo y proseguir al extremo aguas
arriba. El Contratista inyectará la lechada de cemento a las presiones y con las
proporciones de mezcla que se especifiquen en los documentos de diseño. Se
considerará el rechazo de la lechada de cemento cuando el flujo sea menor de 3.0
L/min durante un período de 5 minutos.
El equipo de perforación para inyectado deberá estar en condiciones de perforar
agujeros en cualquier ángulo perpendicular al eje del tapón en el concreto y la roca del
emplazamiento. Los agujeros tendrán un diámetro mínimo de 64 mm para la inyección
de cemento y de 76 mm para instrumentación. El equipo estará en condiciones de
perforar agujeros a una longitud máxima de 15 m aproximadamente.
A continuación se presenta un ejemplo de directivas para inyecciones de contacto para
la construcción de un tapón. Estas directivas se muestran únicamente como
referencia y no deben ser replicadas en otra obra sin el diseñado y revisión de un
ingeniero calificado.
•
La parte posterior, ambas paredes y el piso deben ser rellenados con cemento para
obtener un sello efectivo en toda la interfase tapón/roca (i.e., inyecciones de
contacto).
República del Perú
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Anexo C
C5.
•
Deben instalarse en el encofrado aproximadamente 12 a 16 tubos de inyección, que
se extiendan desde el lado del túnel del tapón hasta la interfase tapón/roca.
•
Los tubos de inyección deben intersectar la interfase tapón/roca en un ángulo de 45°
o mayor.
•
El inyectado no debe comenzar hasta que haya transcurrido cuando mínimo 28 días
desde el vaciado de todo el concreto para el tapón.
•
Cada segundo tubo de inyección debe ser perforado a aproximadamente 0.1 m más
allá de la interfase tapón/roca e inyectado con cemento.
•
El resto de los tubos de inyección debe ser perforado de manera similar (a
aproximadamente 0.1 m más allá de la interfase tapón/roca) y también inyectado con
cemento.
•
Luego, deben repetirse los pasos anteriores de perforación e inyección de agujeros
de inyección alternativos, extendiéndose los agujeros aproximadamente 2 m más allá
de la interfase tapón/roca (i.e., para complementar la inyección de contacto y
extenderse como cortina de inyecciones).
•
Luego, la admisión de lechada de cemento para la extensión final de los agujeros de
inyección debe ser evaluada por un ingeniero calificado, continuando con extensiones
de 2 m si fuera necesario.
INSTRUMENTACIÓN
Si se especifica monitoreo químico y/o manométrico, pueden instalarse tubo(s) de
acero en uno o ambos lados del tapón. Tales tubos deben ser inyectados y pueden
requerir ser tapados en una fecha posterior.
Pueden instalarse piezómetros de cuerda vibrante para medir la presión de agua en la
masa rocosa que rodea el tapón. Los piezómetros deberán instalarse en agujeros
perforados con un diámetro mínimo de 76 mm y un diámetro máximo de 152 mm en
los lugares y a las elevaciones indicados en el diseño y las especificaciones del tapón.
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Anexo D
Anexo D
Ejemplo de Diseño de Tapones Indentados
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Anexo D
Sección
Página
D1.
INTRODUCCIÓN .............................................................................................. 131
D2.
CAPACIDAD DE CARGA DE LA ROCA ......................................................... 131
D3.
D4.
D2.1
Roca Homogénea ............................................................................... 132
D2.2
Roca Fracturada ................................................................................. 132
Consideraciones del Diseño .......................................................................... 133
D3.1
Requisitos de Diseño del Tapón ....................................................... 133
D3.2
Criterios para el Diseño del Tapón ................................................... 134
D3.3
Diagrama Típico del Diseño del Tapón ............................................ 134
D3.4
Coeficientes y Nomenclatura Usados en Diseño ............................ 135
Cálculos de diseño.......................................................................................... 138
D4.1
Condiciones Iniciales......................................................................... 138
D4.2
Coeficientes de Diseño ...................................................................... 138
D4.3
Carga total ponderada, Wf................................................................. 139
D4.4
Resistencia al Corte Ponderada, Vc ................................................. 140
D4.5
Evaluación de la Formula (2):............................................................ 141
D4.6
Cargas de corte ponderadas, Vf ....................................................... 141
D4.7
Espesor Ponderado del Tapón, D ..................................................... 141
D4.8
Momento Ponderado (Lado Corto), Mf ............................................. 142
D4.9
Área de Refuerzo de Acero para los Cálculos Preliminares (Lado
corto) ................................................................................................... 142
D4.10 Resistencia del Momento Ponderado (Lado Corto), Mr .................. 143
D4.11 Proporción del Refuerzo de Tensión (Lado Corto), ρ ..................... 143
D4.12 Momento Ponderado (Lado Largo), Mf............................................. 144
D4.13 Área de Acero de Refuerzo para los Cálculos Preliminares (Lado
Largo) .................................................................................................. 144
D4.14 Resistencia del Momento Ponderado (Lado Largo), Mr .................. 145
D4.15 Proporción de Refuerzo de Tensión (Lado Largo), ρ...................... 145
D4.16 Espaciamiento de la Capa de Barras y Espesor de la Losa........... 146
D4.17 Anclaje en Roca.................................................................................. 146
D4.18 Carga en el Concreto ......................................................................... 147
D5.
Referencias ...................................................................................................... 148
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Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
LISTA DE FIGURAS
Figura D1 Diagrama general de un tapón indentado................................................ 131
Figura D2 Resultado de los cálculos para el diseño del tapón en una abertura de
3400 mm x 3700 mm. .............................................................................. 148
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130
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
D1.
INTRODUCCIÓN
Este anexo presenta un ejemplo del diseño de un tipo de tapón indentado (i.e., una
losa trabada en la roca). El enfoque presentado sigue los lineamientos del “Bulkhead
& Dams for Underground Mines Design Guidelines” (Guía para el diseño de tapones y
presas para minas subterráneas) publicados por la oficina de Salud y Seguridad
Ocupacional del Ministerio de Trabajo de Ontario (Ontario Ministry of Labour 1995).
Un caso hipotético:
Una mina requiere construir un tapón indentado para cerrar el acceso al portal de
carguío 130 (Elev. 130 m) como parte del plan general del cierre de la mina. El tapón
necesitará retener agua después del cierre de la mina y el nivel estático del agua
subterránea estaría a la Elev. 465 m. La Figura D1 muestra una sección transversal
típica de un tapón indentado.
Figura D1
Diagrama general de un tapón indentado
El análisis químico del agua indicó que tenía un pH de aproximadamente 7 y que no
contenía sólidos en suspensión. Cualquier filtración de agua del tapón no será usada
para fines domésticos.
La galería mide 3.7 m de ancho y 3.4 m de alto en el lugar planeado para el tapón y el
macizo rocoso de granito ha sido clasificada como de calidad moderada de acuerdo a
la caracterización del macizo rocoso (según el Anexo B).
Se deberán usar las especificaciones para concreto y encofrados del Anexo C.
D2.
CAPACIDAD DE CARGA DE LA ROCA
Los lineamientos para el diseño de tapones preparados por el Ministerio de Trabajo de
Ontario (1995) incluyen el cálculo de la capacidad de carga de la roca, que se
reproducen aquí en la Secciones D2.1 y D2.2. Estos lineamientos se utilizan para
calcular la resistencia del macizo rocoso para su incorporación en los cálculos del
diseño del tapón de la Sección D4.0.
República del Perú
131
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
D2.1
ROCA HOMOGÉNEA
La capacidad de carga de la roca homogénea depende de la geometría de la
superficie rocosa que va a soportar el peso, el peso unitario de la roca, la cohesión de
la roca y el ángulo de fricción interna de la roca. Normalmente, la roca homogénea
tiene una resistencia de compresión más alta que la del concreto. Por lo tanto, no es
probable que el peso transferido a la roca homogénea en el área de indentado de un
tapón de concreto sea mayor a su capacidad de carga.
Para una carga uniforme sobre el área de roca que tenga un ancho W, la capacidad de
carga se expresa como:
1
qb = γ W Nγ + c N C
2
donde:
γ = el peso unitario de la roca
c = la cohesión de la roca
y
Nγ y Nc son los factores de la capacidad de carga
Nc = (Nq - 1) cot φ
Nγ = 1.5 (Nq - 1) tan φ
Nq = e
πtanφ
2
tan (π/4 + φ / 2)
φ = el ángulo de fricción de la roca
Los valores de cohesión y del ángulo de fricción para los tipos de roca más comunes son:
D2.2
Tipo de roca
Cohesión (c) (KPa)
Angulo de fricción (φ) (grados)
Roca ígnea
granito
basalto
porfidos
35000 - 55000
35 - 45
Roca metamórfica
Cuarcita
gneis
pizarra
20000 - 40000
30 - 40
Roca sedimentaria
caliza
dolomita
arenisca
10000 - 30000
35 - 45
ROCA FRACTURADA
La roca es rara vez homogénea en los ambientes mineros y por lo general se
caracteriza por fracturas inducidas por las explosiones, y por características
geológicas tales como grietas, planos de estratificación o fallas. La falta de
República del Perú
132
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
continuidad por lo general afecta negativamente la capacidad de carga de la roca. A
pesar de su resistencia de compresión, la capacidad de carga del macizo rocoso
fracturado puede ser considerablemente menor que la de un macizo rocoso
homogéneo del mismo tipo de roca.
En rocas fracturadas, el mecanismo de falla potencial del esfuerzo de carga puede ser
algo diferente a la que resulta de un exceso de esfuerzo de carga en la roca
homogénea. El espaciado, la orientación y el tamaño de las aberturas en las fracturas
de un macizo rocoso van a determinar como responderá a las presiones de carga. En
macizos rocosos que tienen como características fracturas abiertas, que tienen
espacios menores al ancho sobre las que se aplicará la carga de soporte y se orientan
en forma sub paralela a la dirección de la carga aplicada, la carga se soporta
esencialmente por las columnas no confinadas de la roca. La capacidad de carga de
tales macizos rocosos es aproximadamente igual a la suma de las resistencias de las
columnas rocosas individuales, siempre y cuando cada columna tenga la misma
resistencia y rigidez.
Para las áreas de anclaje de tapones que se excavan en roca fracturada, es crucial
que se realice un mapeo cuidadoso del macizo rocoso para evaluar cuál es la
influencia de las discontinuidades del macizo rocoso en la capacidad de carga. El
resultado del trabajo de mapeo podría revelar la necesidad de ajustar la capacidad de
carga como se presentó anteriormente para la roca homogénea.
Para una explicación sobre la caracterización del macizo rocoso y la determinación de
los parámetros de resistencia de la roca véase el Anexo B de esta Guía.
D3.
CONSIDERACIONES DEL DISEÑO
La Guía para el Diseño de Tapones preparada por el Ministerio de Trabajo de Ontario
(1995) incluye una sección con consideración sobre el diseño del tapón, como se
presenta en las secciones D3.1 y D3.2. Esto esboza una base para los requisitos del
diseño del tapón, los criterios de diseño que se han seguido, un diagrama típico de un
tapón y los coeficientes usados para el diseño. Todos hacen referencia a los cálculos
de diseño de la Sección D4.0.
D3.1
REQUISITOS DE DISEÑO DEL TAPÓN
El diseño del tapón debe tomar en cuenta las dimensiones de tapón, la profundidad a
la cual el tapón será indentado (trabado) en la roca, así como los siguientes
componentes relacionados con el diseño:
•
Cargas ponderadas
•
Cargas de corte ponderadas
•
Momentos ponderados (y requisitos de refuerzo)
•
Separación de barras & espesor de la losa
•
Anclaje en la roca
•
Carga en el concreto
República del Perú
133
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
D3.2
CRITERIOS PARA EL DISEÑO DEL TAPÓN
Los lineamientos de Ontario consideran:
1.
El tapón se diseña de acuerdo con los estándares CSA, CAN3-A23.3-M84,
"Diseño de estructuras de concreto para edificaciones", que requieren que:
Resistencia ponderada ≥ Efecto de cargas ponderadas
2.
Se considera que el tapón es una losa que está simplemente apoyada en
cuatro lados.
3.
No se toma en cuenta la presión tectónica.
4.
No aplica el “análisis” de flexión de viga gruesa.
5.
No se ha considerado el potencial de la fractura hidráulica dentro de la roca
alrededor del tapón en el diseño de los lineamientos de Ontario.
6.
El diseño del tapón se ha realizado para soportar la presión hidrostática
estática con una gravedad específica igual a uno.
D3.3
DIAGRAMA TÍPICO DEL DISEÑO DEL TAPÓN
Este es un diagrama que ilustra un tapón típico a modo de ejemplo:
República del Perú
134
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Anexo D
Notas:
1.
La distancia de anclaje de h/2 se basa en un anclaje sobre roca sana con una presión de carga admisible
de 3800 kPa. Si la roca se fractura o si la presión de carga admisible es menor a 3800 kPa, sería
necesario hacer los ajustes apropiados a la profundidad del anclaje.
2.
Cubierta de concreto = 75 mm ± 12 mm.
3.
Para tapones rectangulares, ponga el refuerzo de forma paralela a la dimensión corta (la) en la capa
exterior.
4.
Para tapones que pueden ser cargadas de ambos lados, ponga el refuerzo, como se indica en las tablas,
en ambos lados.
5.
Mínima separación de barras “s” = Diámetro Barras (db)+ el mayor de:
D3.4
o
25 mm; ó
o
db; ó
o
1.33 x tamaño máximo del agregado.
COEFICIENTES Y NOMENCLATURA USADOS EN DISEÑO
La siguiente nomenclatura es utilizada en los cálculos de diseño de la Sección D4.0:
A
Área de esfuerzos efectivos del concreto alrededor del refuerzo de los esfuerzos de flexión y
que tiene el mismo centroide que tal refuerzo, dividido por el número de barras, mm2h
As
Área del refuerzo de tensión, mm2
αD
Factor de carga de la carga muerta (Cláusula 9.2.3)*
αL
Factor de carga de la carga viva (ver Cláusula 9.2.3)*
αQ
Factor de carga del viento o de terremotos (ver Cláusula 9.2.3)*
αT
Factor de carga en carga-T (ver Cláusula 9.2.3)*
β
Relación de la luz libre en la dirección de mayor longitud entre la de menor longitud de la
losa
β1
Relación de la profundidad del bloque de compresión rectangular del eje neutral (ver
Cláusula 10.2.7)*
βc
Relación del lado largo al lado corto de la carga concentrada o el área de reacción
b
Ancho de la cara a la compresión del elemento, mm
bo
Perímetro de la sección crítica para losas y pisos, mm
bw
Ancho de la red, mm
c
Distancia desde la fibra en compresión extrema al eje neutral, mm
Cad,Cbd
Coeficientes de momento para los momentos de carga muerta positivo en periodos cortos y
largos, respectivamente.
Cal,Cbl
Coeficientes de momento para los momentos de carga viva positivo en periodos cortos y
largos, respectivamente.
D
Carga muerta, N
d
Distancia desde la fibra a la compresión extrema al centroide del refuerzo de tensión, mm
db
Diámetro nominal de barra, alambre o cable pretensado, mm
dc
Espesor de la cubierta de concreto medida desde la fibra de tensión extrema hasta el centro
de la barra longitudinal o alambre más cercano, mm
Es
Modulo de elasticidad del refuerzo, MPa (ver Cláusula 8.5.2 ó 8.5.3)*
єs
Deformación en el refuerzo
fs
Esfuerzo calculado en el refuerzo con cargas especificadas, MPa
fy
Resistencia a la fluencia especificada del refuerzo no pretensado, MPa
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135
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Anexo D
* NOTA: Los números de cláusulas se refieren al Estándar CAN-A23.3-M84
f’c
Resistencia a la compresión especificada del concreto, MPa
fc ′
Raíz cuadrada de la resistencia a la compresión especificada del concreto, MPa
g
Aceleración de la gravedad, 9.81 m/s2
H
Presión hidrostática del agua en metros
h
Espesor total del elemento, mm
hs
Profundidad total de la losa, mm
L
Carga vivas N
I
Espaciamiento longitudinal en un sentido de la losa según se define en las Cláusulas 8.7.1 y
8.7.2;* mm
Ia
Espacio libre en la dirección corta de la losa, mm
Ib
Espacio libre en la dirección larga de la losa, mm
Ma
Momento máximo de un elemento en estado de carga en el que la deflexión se computa, N
mm
MadPos,
OS
MbdP
Momentos de carga muerta positivos en espacios cortos y largos, respectivamente, N.mm/m
Mf
Momento ponderado en la sección, N mm
Mr
Resistencia del momento ponderado, calculado usando los supuestos en las Cláusulas 10.2
y 10.3,* y los factores de resistencia en la Cláusula 9.3,* N mm
m = la
lb
Relación del espacio libre en la dirección corta y larga de la losa
ρ
Proporción de refuerzo de tensión no pretensada = As/bd
Q
Carga viva debido al viento o a un sismo, cualquiera que produzca el efecto más
desfavorable.
s
Separación entre las capas de refuerzo, mm
T
Efectos acumulativos de temperatura, escurrimiento plástico, contracción y asentamiento
diferencial.
Vc
Resistencia al corte ponderada proporcionada por el esfuerzo a la tensión en el concreto, N
Vf
Fuerza de corte ponderada en la sección, N
Vr
Resistencia al corte ponderada, N
Vs
Resistencia al corte ofrecida por el refuerzo de corte, N
Wdf
Carga muerta ponderado por unidad de área, kPa
Wf
Carga total ponderada por unidad de área,, kPa
Wlf
Carga viva ponderada por unidad de área, kPa (kN/m2)
* NOTA: Los números de cláusulas se refieren al Estándar CAN-A23.3-M84
z
Cantidad que limita la distribución del refuerzo a la flexión kN/mm (ver Cláusula 10.6)*
γ
Factor de importancia (ver Cláusula 9.2.6)*
‫ג‬
Factor que toma en cuenta la baja densidad del concreto (C 11.2.3)*
γc
Densidad del concreto, kg/m3
φc
Factor de resistencia del concreto (ver Cláusula 9.3.2)*
φs
Factor de resistencia de las barras de refuerzo (ver Cláusula 9.3.3)*
χ
Factor de combinación de carga (ver Cláusula 9.2.4)*
* NOTA: Los números de cláusulas se refieren al Estándar CAN-A23.3-M84
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Anexo D
La Tabla E-2 de los Lineamientos de Ministerio de Trabajo de Ontario (1995)
presentan los coeficientes para los momentos positivos de carga viva y carga muerta.
Estos coeficientes se utilizarán en la Sección D4.0.
República del Perú
137
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Anexo D
D4.
CÁLCULOS DE DISEÑO
Esta sección ofrece detalles respecto al cálculo de las cargas ponderadas y los
requerimientos últimos relativos al caso hipotético presentado en la sección D1.0.
Estos cálculos se basan en la Guía del Diseño de Tapones del Ministerio de Trabajo
de Ontario (1995). La Sección D3.4 ofrece una lista de nomenclatura detallada usada
en los cálculos siguientes:
D4.1
CONDICIONES INICIALES
A continuación se presentan las condiciones iniciales relativas al ingreso de datos
tales como geometrías, resistencia de materiales, etc.
Aberturas (lado largo x lado corto), la x lb
Presión hidrostática, H
= 3400 mm x 3700 mm
= 335 m (Elev. 465 m – Elev. 130 m)
Resistencia a la compresión del concreto, f’c
= 30 MPa
Resistencia a la fluencia del refuerzo, fy
= 400 MPa
Carga viva debido a la presión hidrostática, (w):
w = H x ρw x g = 3287 kN/m2
g = 9.81 m/s2
donde:
ρw = 1000 kg/m3, (densidad del agua)
D4.2
COEFICIENTES DE DISEÑO
Los siguientes son los coeficientes de diseño relativos a los requerimientos
geométricos del tapón y la configuración del diseño:
βc =
m =
l
lado mayor
3700
= b =
= 1 . 088
lado menor
l a 3400
l
3400
lado menor
= a =
= 0 . 919
3700
lado mayor
lb
Coeficiente de momento, Cal (Ver Tabla E-2 – Caso 1) = 0.0431
Coeficiente de momento, Cbl (Ver Tabla E-2 – Caso 1) = 0.0305
República del Perú
138
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Anexo D
D4.3
CARGA TOTAL PONDERADA, WF
La carga total ponderada (Wf) incorpora las diferentes cargas que actúan sobre el
tapón incluyendo; carga muerta, carga viva, carga del viento y sismos, y temperatura.
Se aplica un factor a las cargas para poder ponderarlas como corresponde.
Carga total ponderada (Wf):
Wf = αDD + γχ(αLL + αQQ +αTT)
donde,
D
L
Q
T
=
=
=
=
(CSA 9.2.2)
Carga muerta
Carga viva
Viento, Sismo
Temperatura
Factores de cargas ( α):
αD = 1.25; αL = 1.50; αQ = 1.50; αT = 1.25
(CSA 9.2.3)
Factor de combinación de cargas (χ):
χ = 1.0 uno de los factores L, Q y T
χ = 0.7 dos de los factores L, Q y T
χ = 0.6 los tres factores L, Q y T
Puesto que se considera solo una carga viva en este diseño, se considera que χ = 1.0.
Factor de importancia (γ):
γ = 1.0
(CSA 9.2.6)
Por lo tanto, la carga ponderada (Wf) se descompone en:
Wf = Wdf + Wlf
= 1.25D +1.50L
Para tapones verticales (con una carga que actúa horizontalmente a través del tapón),
tal como la del caso hipotético que se analiza, D = 0.00. Para tapones horizontales
(por ejemplo, construidas en pozos verticales, la carga actuaría verticalmente a través
del tapón), la carga muerta se debería estimar sobre la base del volumen del tapón y
la densidad del concreto. Para este ejemplo, D = 0.
∴ Wf = 0 + 1.50 x 3287 kN/m2
= 4931 kN/m2
República del Perú
139
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
D4.4
RESISTENCIA AL CORTE PONDERADA, VC
La serie de ecuaciones a continuación considera la resistencia del tapón a la falla de
corte.
Resistencia al corte ponderada (Vc):
Vc = (1 + 2 / βc) 0.2 λ φc (f’c)0.5 bo d
Formula(1)
(CSA 11.10.2.2)
Formula (2)
(CSA 11.10.1.3)
Pero no mayor que,
Vc = 0.4 λ φc (f’c)0.5 bo d
donde
bo
d
= perímetro de la sección crítica
= profundidad efectiva, mm
bo
= 2 (la + lb – 2d)
= 2 (3400+3700-2d)
= 14 200 – 4d (mm)
Factor de importancia (λ):
λ = 1.0
(CSA g.2.6)
φc = 0.60
(CAN g.3.2)
Factor de resistencia (φc):
Coeficiente de diseño (βc):
βc = 1.088
(Sección D4.2)
Resistencia del concreto (f’c):
(f’c)0.5 = (30)0.5 = 5.477
donde f’c se expresa en MPa
Al evaluar la Formula (1):
Vc = (1 + 2 / βc) 0.2 λ φc (f’c)0.5 bo d,
= (1+2 / 1.088) 0.2 x 1.0 x 0.60 x 5.477 x bo d
= 1.8654 bo d
La Formula (1) no puede ser mayor que la Formula (2).
República del Perú
140
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
D4.5
EVALUACIÓN DE LA FORMULA (2):
Vc = 0.4 λ φc (f’c)0.5 bo d
= 0.4 x 1.0 x 0.6 x 5.477 bo d
= 1.3145 bo d
Que es menor que Vc en la Formula (1)
Por lo tanto, use Vc en la Formula (2) & substituya (14200 – 4d) por bo:
Vc = 1.3145 (14200 – 4d) d
= 18665.9 d – 5.258 d2
(N)
= 18.6659 d - 0.005258 d2
D4.6
(kN)
Formula (3)
CARGAS DE CORTE PONDERADAS, VF
Las siguientes ecuaciones consideran las cargas de corte aplicadas al tapón:
Carga de corte ponderada (Vf):
Vf = Wf (la – d) (lb – d)
= 4931 (3.400 – 0.001 d) (3.700 – 0.001 d)
= 4931 (12.58 – 0.0034 d – 0.0037 d + 0.000001 d2)
= 0.004931 d2 – 35.0101 d + 62031.98
(kN)
(kN)
(kN)
donde:
Wf = carga ponderada total = 4931 (kN)
D4.7
(Sección D4.3)
ESPESOR PONDERADO DEL TAPÓN, D
Las siguientes ecuaciones consideran el espesor ponderado del tapón sobre la base
de la resistencia al corte ponderado y la carga de corte ponderada.
Suponiendo que:
Resistencia al corte ponderada (Vc) = Carga de corte ponderada
(Vf)
18.6588 d - 0.005256 d2 = 0.004931 d2 – 35.0101 d + 62031.98
0.010187 d2 – 53.6689 d + 62031.98 = 0
Al resolver la ecuación cuadrática para d:
ad2 + bd + c = 0
d = (-b 6 (b2 – 4ac)0.5) / (2a)
= (53.6689 6 (2880.350827 – 2527.679121)0.5) / 0.020374
= (53.6689 6 18.77955554) / 0.020374
= 1713 mm
República del Perú
141
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
Usando d = 1800 mm
D4.8
MOMENTO PONDERADO (LADO CORTO), MF
La siguiente ecuación considera el momento que actúa a lo largo del lado corto del
tapón.
Momento ponderado, lado corto, (Mf):
Mf = Mal + Mad
(CSA E2.8)
Donde, el momento positivo de la carga viva, (Mal):
Mal = Cal Wlf la2
= 0.0431 x 4931 x (3.40)2
= 2457 kN.m por metro de ancho
Y, el momento positivo de la carga muerta, (Mad):
Mad = Cad wdf la2
=0
Por lo tanto,
D4.9
Mf = 2457 kN.m por metro de ancho
ÁREA DE REFUERZO DE ACERO PARA LOS CÁLCULOS PRELIMINARES
(LADO CORTO)
Las siguientes formulas consideran el área de refuerzo de acero que se requiere para
los cálculos preliminares con respecto a los requisitos de acero de refuerzo del tapón.
Estas formulas se encuentran en el Manual de Diseño en Concreto de CPCA 2.9.
Área del acero, (As):
As = (Mf x 106) / (0.90 φs fy d)
(CSA 9.3.3)
Donde,
Mf = 2457 kN.m por metro de ancho
d = 1800 mm
Para φs = 0.85, fy = 400 MPa
Por lo tanto,
As = (2457 x 106) / (306 x 1800)
= 4461 mm2 / m
Considerando dos capas de acero de 30M @ 200 mm:
As = 2 [π (30/2)2] / 0.200
= 7068 mm2 / m
Proporción de refuerzo de tensión no pretensado, (ρ):
ρ = As / (b d)
República del Perú
142
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
Donde
b = 1000 mm por unidad de ancho
∴ ρ = 7068 / (1000 x 1800),
= 0.003927
D4.10 RESISTENCIA DEL MOMENTO PONDERADO (LADO CORTO), MR
Las siguientes formulas consideran el momento ponderado de la resistencia que actúa
a lo largo del lado corto del tapón. Consulte el Manual de Diseño en Concreto de
CPCA 2.7 y el Anexo CSA B3.
Resistencia del momento ponderado, (Mr):
Mr = ρ φs fy [1 – (ρ φs fy) / (1.7 φc f’c)] bd2
= 0.003927 x 0.85 x 400 [1 – (0.003927 x 0.85 x 400) / (1.7 x 0.60 x 30)] 1000 x 18002
= 4137 kN.m
Puesto que Mr ∃ Mf , OK
D4.11 PROPORCIÓN DEL REFUERZO DE TENSIÓN (LADO CORTO), ρ
Las siguientes formulas consideran la proporción del refuerzo de tensión de la
mampara. Se deben cumplir tres criterios:
Preliminar:
ρ = 0.003927
(Sección D4.8)
1. Refuerzo de temperatura y contracción.
Puesto que ρ > ρmin, OK
ρmin = 0.0020,
2. Proporción máxima de acero admisible
(para asegurar la falla dúctil)
ρmax
ρmax = (φc / φs) [(0.85 x f’c x β1 x 600) / fy (600 + fy)]
f’c = 30, β1 = 0.85
Donde,
ρmax = (0.60 / 0.85) [(0.85 x 30 x 0.85 x 600) / 400 (600 + 400)]
= 0.02295,
Puesto que ρ < ρmax, OK
3. Refuerzo mínimo para la flexión
ρmin = 1.4 / fy ó 1.33 x ρreq’d para la flexión
= 1.4 / 400 = 0.0035,
Puesto que ρ > ρmin, OK
República del Perú
143
(CSA 10.5)
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
Por lo tanto la estimación inicial del área de acero (Sección D4.8) de dos capas de 30
M @ 200 mm es satisfactoria.
(As = 7068 mm2 / m)
D4.12 MOMENTO PONDERADO (LADO LARGO), MF
Momento ponderado, lado largo, (Mf):
Mf = Mbl + Mbd (CSA E2.8)
Donde
Mbd = 0 (carga muerta, D = 0)
Mbl = Cbl Wlf lb2
= 0.0305 x 4931 x (3.70)2
= 2059 kN.m por metro de ancho
∴ Mf = 2059 kN.m por metro de ancho
D4.13 ÁREA DE ACERO DE REFUERZO PARA LOS CÁLCULOS PRELIMINARES
(LADO LARGO)
La siguiente formula es la segunda iteración para considerar el área de refuerzo de
acero que se requiere para los cálculos preliminares. Se consideran los requisitos de
acero de refuerzo para los momentos que actúan a lo largo del lado largo del tapón.
Estas formulas se encuentran en el Manual de Diseño en Concreto de CPCA 2.9.
Área de acero, (As):
As = (Mf x 106) / (0.90 φs fy d)
Donde,
(CSA 9.3.3)
Mf = 2059 kN.m por metro de ancho (lado largo)
d = 1800 mm
For φs = 0.85, fy = 400 MPa
Por lo tanto,
As = (2059x 106) / (306 x 1800)
= 3738 mm2 / m
Considérese dos capas de acero de 30M @ 250 mm:
As = 2 [π (30/2)2] / 0.250
= 5655 mm2 / m
Proporción de refuerzo de tensión no pretensado, (ρ):
ρ = As / (b d)
Donde
b = 1000 mm por unidad de ancho
∴ ρ = 5655 / (1000 x 1800),
= 0.00314
República del Perú
144
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
D4.14 RESISTENCIA DEL MOMENTO PONDERADO (LADO LARGO), MR
La siguiente formula considera la resistencia del momento ponderado que actúa a lo
largo del lado largo del tapón. Consulte el Manual de Diseño en Concreto de CPCA
2.7 y el Anexo CSA B3.
Resistencia del momento ponderado, (Mr):
Mr = ρ φs fy [1 – (ρ φs fy) / (1.7 φc f’c)] bd2
= 0.002618 x 0.85 x 400 [1 – (0.002618 x 0.85 x 400) / (1.7 x 0.60 x 30)] 1000 x 18002
= 2800 kN.m
Puesto que Mr ∃ Mf , OK
D4.15 PROPORCIÓN DE REFUERZO DE TENSIÓN (LADO LARGO), ρ
Las siguientes formulas consideran la proporción del refuerzo de tensión del tapón. Se
deben cumplir tres criterios:
Preliminar:
ρ = 0.00314
(Sección D4.12)
1. Refuerzo de temperatura y contracción.
ρmin = 0.0020,
Puesto que ρ > ρmin, OK
2. Proporción máxima de acero admisible ρmax
(para asegurar la falla dúctil)
ρmax = (φc / φs) [(0.85 x f’c x β1 x 600) / fy (600 + fy)]
Donde,
f’c = 30, β1 = 0.85
ρmax = (0.60 / 0.85) [(0.85 x 30 x 0.85 x 600) / 400 (600 + 400)]
= 0.02295
Puesto que ρ < ρmax, OK
3. Refuerzo mínimo para la flexión
ρmin = 1.4 / fy ó 1.33 x ρreq’d para la flexión
= 1.33x As/(b x d)
= 1.33 x 3738/(1000 x 1800)
= 0.0028
(CSA 10.5)
Puesto que ρ > ρmin, OK
Por lo tanto la estimación inicial del área de acero de refuerzo (Sección D4.8) de dos
capas de 30 M @ 250 mm es satisfactoria.(As = 5655 mm2 / m)
República del Perú
145
Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
D4.16 ESPACIAMIENTO DE LA CAPA DE BARRAS Y ESPESOR DE LA LOSA
Las siguientes formulas consideran el espaciamiento de las capas de barras de acero,
así como el espesor de la losa de concreto del tapón.
Espaciamiento de la capa de barras, (s):
s = db + 1.33 x 35 mm (tamaño máximo del agregado)
Donde,
db = diámetro de la barra de refuerzo (30 mm)
s = 30 mm + 46.55 mm
= 76.55 mm, usando 80 mm
Espesor de la losa, (h):
h = d + s / 2 + dc + db / 2
Donde,
d = 1800 mm (profundidad efectiva)
dc = 75 mm (cubierta de concreto de la barra)
h = 1800 + 80 / 2 + 75 + 30 / 2
= 1930 mm
D4.17 ANCLAJE EN ROCA
La siguiente formula considera la profundidad del anclaje del tapón dentro de la roca
sobre la base de la geometría del tapón y en la capacidad de carga admisible de la
roca.
lb
h/2
A2
A1
la
Área total del tapón, (A):
A = A2 – A1
Donde,
A2 = área exterior del tapón (incluyendo anclaje en roca)
A1 = área interior del tapón (sin incluir anclaje en roca)
A = (la + h) (lb + h) – (la x lb)
= lalb + lbh + lah + h2 – lalb
= (h2 + lbh + lah)
República del Perú
146
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Anexo D
Donde,
h / 2 = Anclaje en roca
Presión hidrostática = 3287 kN / m2
Presión de resistencia admisible = 3800 kN / m2
∴ 3287 A1 = 3800 A
A1 / A = 3800 / 3287 = 1.156
lalb / (h2 + lbh + lah) = 1.156
la = 3.40 m
lb = 3.70 m
Donde,
(3.4 x 3.7) / (h2 + 3.7h + 3.4h) = 1.156
12.58 = 1.156 h2 + 8.2076 h
h2 + 7.1 h – 10.8824 = 0
Al resolver la ecuación cuadrática:
ah2 + bh + c = 0
h = (-b 6 (b2 – 4ac)0.5) / (2a)
= (-7.1 6 (50.41 + 43.5296)0.5) / 2
= (-7.1 6 9.6922) / 2
= 1.30 m
Por lo tanto, el anclaje necesario será = h/2 = 1.30 / 2 = 0.65 m
Para un factor de seguridad adicional:
Anclaje necesario = h / 2, asumiendo h = d, 1800 / 2 = 900 mm = 0.90 m
D4.18 CARGA EN EL CONCRETO
Las siguientes formulas consideran la presión de carga admisible de la losa de
concreto en comparación con la presión de carga de la carga viva.
En el apoyo:
Presión = 3800 kN / m2 x 1.5 (factor de carga viva)
= 5700 kN / m2
= 5.70 MPa
Sobre la superficie
= 3287 kN / m2 x 1.5
= 4931 kN / m2
= 4.93 MPa
Presión de carga admisible sobre el concreto:
= 0.85 φc f’c
= 0.85 x 0.60 x 30
República del Perú
147
(CSA 10.15.1.1)
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Anexo D
= 15.3 MPa
Puesto que la presión de carga admisible sobre el concreto > la presión sobre la
superficie (debido a la carga viva), OK
Ejemplo del diseño del tapón
Figura D2
D5.
Resultado de los cálculos para el diseño del tapón en una abertura
de 3400 mm x 3700 mm.
REFERENCIAS
Ontario Ministry of Labour, 1995, “Bulkheads & Dams For Underground Mines Design
Guidelines”(Mamparas y Diques en Minería Subterránea), Occupational Health
& Safety Branch, Sudbury, Ontario.
CAN3-A23.3-M84. “Design of Concrete Structures for Buildings” (Diseño de Estucturas
de Concreto para Edificaciones). Canadian Standards Association.
CAN3-A23.1-M77.“Concrete Materials and Methods of Concrete Construction”
(Materiales de Concreto y Métodos para la Construcción en Concreto),
Canadian Standards Association.
CPCA 1989, “Concrete Design Handbook – First Edition” (Manual de Diseño de
Concreto – Primera Edición), Canadian Portland Cement Association, Ottawa.
República del Perú
148
Ministerio de Energía y Minas
Anexo E
Anexo E
Ejemplo de Diseño de
Tapones de Lados Paralelos
República del Perú
149
Ministerio de Energía y Minas
Anexo E
Sección .................................................................................................................Página
E1.
Introducción..................................................................................................... 153
E2.
Cálculos de Diseño ......................................................................................... 153
E2.1 Parámetros de Diseño .......................................................................... 154
E2.1.1 Diseño por Corte .................................................................................... 154
2.1.1.1 Longitud del Tapón Basada en la Resistencia al Corte en la
Interfaz de Concreto/Roca ....................................................... 155
2.1.1.2 Longitud del Tapón Basado en la Resistencia de Soporte del
Concreto y la Roca en el Interfaz............................................. 156
E2.1.2 Diseño por Fexión de Viga Gruesa ........................................................ 157
E2.1.3 Fracturación Hidráulica .......................................................................... 158
E2.1.4 Falla por Infiltración Excesiva (Bajo Gradientes Hidráulicas
Adversamente Altas) .............................................................................. 159
E2.1.5 Mecanismos Físico/Químicos de Largo Plazo ....................................... 160
E2.2 Peligro Sísmico ..................................................................................... 161
E2.3 Cargas Dinámicas ................................................................................. 162
E2.3.1 Ariete Hidráulico Debido a Carga Sísmica ............................................. 162
E3.
Análisis............................................................................................................. 162
LISTA DE TABLAS
Tabla E1
Tabla E2
Diseño de Tapones por el Criterio de Viga Profunda para Tapones de
Concreto No Reforzado ........................................................................... 157
Límites para Sustancias Químicas en Agua de Mezcla (según ASTM
C94) ......................................................................................................... 161
LISTA DE FIGURAS
Figura E1 Representación Esquemática del Criterio Noruego para el
Confinamiento de Flujos de Agua Presurizadas sin Revestimiento
(adaptado de Bergh-Christensen, 1988).................................................. 159
Figura E2 Posible Mecanismo de Falla por Gradiente Excesiva.............................. 159
Figura E3 Tapón Compuesto con una Sección Sólida Indentada y Galería de
Inyección Aguas Abajo - Permite Lograr una Resistencia Adecuada
Contra el Esfuerzo y Falla de Corte; Asimismo, Presenta la Longitud
Suficiente para Alcanzar una Óptima Resistencia a la Fuga ................... 163
República del Perú
151
Ministerio de Energía y Minas
Anexo E
E1.
INTRODUCCIÓN
Este anexo presenta un ejemplo del diseño de un tapón de lados paralelos empleando
las guías de diseño proporcionadas por Garrett & Campbell-Pitt (1958 y 1961), la
Circular Informativa USBM 9020 – Diseño de Compuertas para el Control del Agua en
Minas Subterráneas (Chekan, 1985) y la información proporcionada en el texto
principal de la Guía para el Diseño de Tapones (Sección 2.5).
Este ejemplo solo se proporciona para efectos de referencia general y el Proponente
no está obligado a seguir de manera normativa los procedimientos que se presentan.
Caso Hipotético
Aquí se presentará el mismo caso hipotético que se emplea en el Anexo D, esta vez
para el diseño de un tapón de lados paralelos. No obstante, se han realizado cambios
para incluir mayores detalles sobre la calidad del agua y el potencial sísmico.
En este ejemplo se asume que una mina desea construir un tapón indentado de lados
paralelos para cerrar el acceso al portal de acarreo 130 (alt. 130 m) como parte del
plan de cierre general de la mina. Se requerirá el tapón para retener el agua luego del
cierre de la mina y se estima una altura de 465 m para el nivel estático del agua
subterránea.
En la ubicación planificada del tapón, el espesor del material de cobertura es
aproximadamente 10 m y el espesor de la roca alrededor de 150 m. El portal de
acarreo se ubica cerca de la inclinación natural de alrededor de 35°.
El análisis químico del agua indicó que contiene un pH de aproximadamente 5,
concentración de sulfato en el rango de 500 a 1000 mg/L, concentración de cloruro
que varía entre 50 mg/L y 400 mg/L y no contiene sólidos en suspensión. Cualquier
agua de pérdida del tapón debiera ingresar a los suministros de agua empleados para
efectos de uso doméstico.
La galería tiene 3.7 m de ancho y 3.4 m de alto en la ubicación planificada para el
tapón y el macizo rocoso de granito se ha clasificado como de “buena calidad”
mediante la caracterización del macizo rocoso (según Anexo B).
La evaluación de peligro sísmico del sitio planificado para la mina indica el potencial de
un sismo con aceleración máxima de 0.4 g.
Se emplearán las especificaciones para concreto y encofrado que se proporcionan en
el Anexo C.
E2.
CÁLCULOS DE DISEÑO
La siguiente sección proporciona los detalles relacionados con el cálculo de cargas
ponderadas y los requerimientos finales para el diseño del tapón, empleando el caso
hipotético antes presentado. Para efectos de referencia, la evaluación de la
estabilidad de desarrollará siguiendo los modos potenciales de inestabilidad que se
incluyen en una lista en la Sección 2.5 del informe principal; i.e.:
República del Perú
153
Ministerio de Energía y Minas
Anexo E
(1)
La evaluación de estabilidad de la geometría del tapón en el lugar
seleccionado la realizará un Ingeniero quien la certificará empleando
enfoques autorizados por la industria para evaluar, como mínimo, los cinco
posibles y principales modos de inestabilidad potencial, principalmente:
(i) Falla por corte – definido como falla de corte a través del concreto, a lo largo
del contacto con la roca/concreto o a través del macizo rocoso;
(ii) Falla por flexión – generalmente ocurre como falla confinada solamente a
través del material del tapón propiamente dicho.
(iii) Falla debido a filtración excesiva, que generalmente ocurre a partir de la falta
de contacto de la interfase debido principalmente a los efectos de erosión bajo
un gradiente hidráulico demasiado alta a lo largo del eje del tapón;
(iv) Falla debida a levantamiento hidráulico que ocurre a lo largo de la interfase
roca/concreto del tapón o que ocurre en discontinuidades discretas en la roca
que circunda el tapón; y/o
(v) Falla debida a la disgregación química/física a largo plazo del concreto del
tapón, inyección, o de sello o inclusiones en la roca circundante.
La Tabla E2 (del texto principal) resume los Factores de Seguridad recomendados que
se emplearán en el diseño del tapón que se presenta en este apéndice.
E2.1
PARÁMETROS DE DISEÑO
Para este ejemplo se han considerado los siguientes parámetros de diseño:
• El túnel tiene una forma rectangular de 3.7 m de ancho por 3.4 m de alto (área =
12.6 m2; perímetro = 14.2 m)
• La carga hidráulica máxima en la ubicación del tapón = 335 m (alt. 465 m – alt.
130 m)
• Espesor de la cobertura vertical = 10 m y espesor de roca = 150 m
• Macizo rocoso de buena calidad (RMR > 60). Resistencia al corte de del macizo
rocoso = 1200 kPa, produciendo un esfuerzo de corte máximo permisible = 400 kPa
(i.e., 1200 / 3 para un Factor de Seguridad = 3)
• Resistencia a la compresión uniaxial para el concreto = 30 MPa
• Máximo gradiente hidráulico aceptable = 14 m/m (o 140 kPa/m) para un macizo
rocoso de buena calidad (Tabla 1 según Benson, 1989)
E2.1.1
Diseño por Corte
Para tapones paralelos, el enfoque de diseño asume que la carga inducida por
presiones hidrostáticas se transmitiría desde el tapón de concreto a la roca como corte
alrededor del perímetro del tapón y en su longitud.
La longitud de un tapón se diseñará, por lo tanto, para (i) ser suficiente para mantener
el esfuerzo de corte desarrollado en el concreto del tapón por debajo de los límites ACI
y (ii) ser suficiente de manera que el esfuerzo al corte en la roca adyacente se
mantenga bastante por debajo de su resistencia al corte estimado. Como resultado de
ello, la falla al corte en el concreto debe ser evaluada, en el contacto del concreto con
la roca, y a través de del macizo rocoso.
República del Perú
154
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Anexo E
Verificación de la Resistencia al Corte del Concreto
El esfuerzo de corte permisible (fs′) para el concreto sin refuerzo la determina el ACI
(1972), del siguiente modo:
f ' s = 166.1
f 'c
(E.1)
donde: fc′ está en MPa yt fs′ se proporciona en kPa
Para una resistencia a la compresión del concreto de 30 MPa, el esfuerzo de corte
permisible del concreto, por consiguiente, se podría calcular en alrededor de 910 kPa.
Nótese que este esfuerzo de corte permisible del concreto ya incluye un factor de
seguridad de 3.
Verificación de la Resistencia al Corte del Macizo Rocoso
Para un macizo rocoso de buena calidad y empleando la resistencia al corte empírica
que se proporciona en la Tabla 1 (texto principal), el esfuerzo de corte máximo
permisible es de 300 kPa, considerando un factor de seguridad de 3.
Como resultado de ello, en este caso, la falla por corte estará controlada por el
esfuerzo de corte permisible desarrollado en el concreto no en la roca.
Enfoque Sudafricano Empleado para el Diseño por Corte
El enfoque sudafricano para el diseño por corte se emplea comúnmente para la
evaluación de la estabilidad del tapón. El enfoque sudafricano (e.g., Garett &
Campbell-Pitt, 1961) o las guías USBM # 9020 (Chekan, 1985) asumen que tanto a)
las cargas de presión hidrostática en el tapón en diseño resisten debido al corte
alrededor del perímetro o b) resiste por soporte directo de los diversos planos
inclinados de la roca alrededor del perímetro del tapón.
Longitud del Tapón Basada en la Resistencia al Corte en la Interfaz de
Concreto/Roca
Tradicionalmente, la industria minera sudafricana ha diseñado tapones basados en la
resistencia al corte de la interfaz de roca/concreto. Típicamente, la longitud de diseño
de un tapón rectangular se calcula tomando como base la siguiente fórmula
desarrollada por Garrett & Campbell-Pitt (1961).
P •A
L= f
Pe f 's
(E.2)
donde:
Pf = presión de fluido aplicada (Pa) = ρ • g • H
H = carga del fluido en el tapón (m)
3
ρ = densidad del fluido (kg/m )
g = constante gravitacional (9.81 m/s2)
A =
área de la cara aguas arriba del tapón
Pe =
perímetro de sección transversal del tapón
Para la sección rectangular, A = w • h y Pe = 2 (w + h)
República del Perú
155
Ministerio de Energía y Minas
Anexo E
w = ancho del túnel o tapón (m)
h
= altura del túnel o tapón (m)
L
= longitud del tapón (m)
f's = esfuerzo de corte permisible de la roca o concreto en la interfaz,
la que sea menor (Pa)
De a) y b), el esfuerzo de corte permisible (fs′) del concreto = 910 kPa y de la
roca = 400 kPa.
Sin embargo, la práctica sudafricana sugiere que fs′ = 590 kPa para tapones no
vaciados o 839 kPa para tapones inyectados a presión en la interfaz concreto/roca
(Chekan, 1985), donde el contacto positivo entre el concreto y la roca circundante está
garantizado por el vaciado subsiguiente.
La ecuación de solución E.2 para L da como resultado:
L=
(1000)(9.81)(335)(12.6)
= 7.2 m
(400000 Pa)(14.2)
Longitud del Tapón Basado en la Resistencia de Soporte del Concreto y la Roca
en el Interfaz
Garrett & Campbell-Pitt (1961) propusieron una formula alternativa para el diseño de
un tapón basado en el soporte directo en lugar del corte en la interfaz:
L=
donde:
Pf =
A =
Pe =
2 • Pf • A
Pe f c
( E.3)
presión de fluido aplicada
área de la cara aguas arriba del tapón
perímetro de sección transversal del tapón
Para la sección rectangular, A = w • h y Pe = 2 (w + h)
w=
ancho del túnel o tapón (m)
h=
altura del túnel o tapón (m)
L =
Longitud del tapón (m)
fc = resistencia a la compresión permisible de la roca o concreto en
la interfaz = 3.75 fs, que es 3.75 veces el esfuerzo de corte permisible
desarrollado en la roca o concreto en la interfaz.
De modo que para f’s = 400 kPa, fc = 3.75 * 400 = 1500 kPa. Basado en la evaluación
de la resistencia al soporte, la longitud requerida del tapón es L = 3.9 m.
Como lo sugiere Garrett y Campbell Pitt (1961), las dos ecuaciones son sobresimplificaciones de una condición muy complicada de esfuerzo. La condición real se
encuentra posiblemente entre los dos valores obtenidos de las ecuaciones E.2 y E.3.
En general, se usa el enfoque más conservador que se basa en la resistencia al corte.
República del Perú
156
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Anexo E
E2.1.2
Diseño por Flexión de Viga Gruesa
Según ACI 318-95 (Instituto Americano de Concreto – Requerimientos del Código de
Construcción para Concreto Armado), un tapón corresponde a la categoría de viga
gruesa cuando la relación del ancho/longitud del tapón ≥ 1.25. Si no se cumple este
criterio, se deben garantizar las condiciones de viga gruesa que entonces sugerirían
que es posible que se requiera el refuerzo de acero para soportar esfuerzos de tensión
aplicadas que se pueden desarrollar en la cara aguas abajo.
Considerando que la relación del ancho de la galería de 3.7 m y la longitud de tapón
de 7.2 m es equivalente a 0.51, y menor que 1.25, entonces no será necesario el
refuerzo de acero. Para efectos de ilustración, los cálculos empleados para la viga
gruesa se presentan en la Tabla E1.
Tabla E1
Diseño de Tapones por el Criterio de Viga Profunda para Tapones
de Concreto No Reforzado
Data Input by User
1 Tunnel Width
l
3.7
m
fc
30
MPa
3 Allowable Tensile Stress in Downstream Face
ft
2274
kPa
4 Head of Fluid Acting on Plug
H
335
m
5 Density of Fluid
ρw
1000
kg/m3
α
1.50
w
4930
kN/m
Mn
8436
kN m
2 Unconfined Compressive Strength of Concrete
f t = 415.2
'
fc
6 Load Factor
ACI 318-95, Section 9.5 requires a load
factor of 1.4 for definable fluid loads
7 Fluid Load (w)
Load per meter for 1 m high beam
8 Maximum Bending Moment (Mn)
2
Mn = wl /8
9 Capacity Reduction Factor
0.65
ACI factor for unreinforced concrete analysis
10 Factored Design Bending Moment (Mu)
Mu =
Mn
φ
=
Mn
0.65
Mu
12978
kN m
L
6
m
11. Required Plug Length
L=
6M u
b( f t )
Notes:
1. Above Design based on American Concrete Institute's Building Code
Requirements for Reinforced Concrete (ACI 318-95).
2. Deep beam defined as Plug Width/Plug Length<5
3
2
3. Moment of inertia = bL /12 and the centroidal distance = L/2, yielding ft = 6 Mu / bL
República del Perú
157
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Anexo E
E2.1.3
Fracturación Hidráulica
En terrenos planos, donde existe el potencial de levantamiento en planos horizontales
(e.g., planos de estratificación o diaclasas), se podrá emplear la siguiente ecuación:
Hr =
1.3 H w − H s γ
γ
s (E.4)
r
donde:
Hr = altura de la roca sobre el túnel (m);
γr = densidad de la roca (t/m3);
Hs = altura del suelo sobre el túnel (m);
γs = densidad del suelo (t/m3); y
Hw = carga estática máxima (m)
La ecuación anterior incluye un factor de seguridad de 1.3 contra el levantamiento en
planos horizontales.
Ingresando γr = 2.6 t/m3, Hs = 10 m, γs = 1.8 t/m3 y Hw = 335 m en la ecuación E.4,
entonces la altura requerida de la roca sobre el túnel sería 160 m. Considerando que
la cobertura de roca en la ubicación planificada del tapón es solo 150 m, entonces
sería recomendable que el tapón se moviera más hacia el interior de la galería o que
se ejecuten mediciones del esfuerzo in situ.
Fractura Hidráulica – Criterio Noruego
El criterio noruego requiere que la presión máxima de agua estática sea inferior al
esfuerzo principal menor, reducida mediante un factor de seguridad definido. Para los
túneles ubicados cerca de un valle, se puede emplear la siguiente ecuación (Figura E1):
γ h FS
C RM = w s
γ r cosβ
(E.5)
donde
CRM
=
hs
γw
γr
β
FS
=
=
=
=
=
Cobertura mínima de roca medida desde el túnel oblicuamente
hasta el punto más cercano de la superficie del terreno (i.e., la
distancia más corta a la superficie) (m)
Carga de agua estática de diseño (m)
Peso unitario del agua (MN/m3)
Peso unitario de la roca (MN/m3)
Ángulo promedio del talud de la ladera (varía con el talud)
Factor de seguridad, se debería aplicar un mínimo de 1.3.
Obsérvese que la cobertura mínima de roca CRM, que se muestra en la Figura E1
representa el trabajo desarrollado por Bergh-Christensen (1988) para túneles (o vías
fluviales) presurizados sin revestimiento. Este trabajo se empleó como referencia, en
donde CRM sería la cobertura de roca mínima sobre la ubicación planificada del tapón
hacia el punto más cercano en el talud.
República del Perú
158
Ministerio de Energía y Minas
Anexo E
Ingresando FS = 1.3, hs = 335m, γw = 1 MN/m3, γr = 2.6 MN/m3, β = 35° en la ecuación
E.5, produce CRM = 205 m. Nuevamente, esto sugiere que el tapón necesitaría
construirse más al interior del túnel.
Nuevamente, es esencial contar con el conocimiento completo de los esfuerzos de
campo, el módulo de roca, cualquier variación en la permeabilidad de la roca y los
datos sobre la ubicación de la napa freática. Bajo las condiciones que se ilustra en
este ejemplo, se recomendaría ampliamente las mediciones de esfuerzos in situ antes
de finalizar el diseño del tapón.
Figura E1
E2.1.4
Representación Esquemática del Criterio Noruego para el
Confinamiento de Flujos de Agua Presurizadas sin Revestimiento
(adaptado de Bergh-Christensen, 1988)
Falla por Infiltración Excesiva (Bajo Gradientes Hidráulicas
Adversamente Altas)
La gradiente hidráulica máxima (HGmax) (definida como la relación entre la carga
hidráulica máxima aplicada, incluyendo las presiones de impacto y la longitud del
tapón, entre los extremos aguas arriba y aguas abajo del tapón) se estima en
alrededor de 335 m / 7.2 m = 46.5 (Figura E2).
Figura E2
Posible Mecanismo de Falla por Gradiente Excesiva
República del Perú
159
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Anexo E
Para un macizo rocoso de buena calidad, la Tabla 1 (según Benson, 1989) sugeriría
una gradiente hidráulica máxima permisible entre 10 y 14, que es mucho más baja que
la estimada HGmax= 46. Por consiguiente, la longitud mínima de tapón tendría que ser
equivalente a 335 m / 14 = 23 m.
Como se observa, este criterio de gradiente hidráulica entonces se convierte en el
control principal para la estimación de la longitud requerida de tapón.
Gradiente Hidráulica Empírica/Verificaciones de Infiltración
La práctica sudafricana requiere que se efectúen las verificaciones en la longitud del
tapón para garantizar que la gradiente de presión (P/L) a lo largo del tapón no excede
el criterio siguiente:
P/L
≤
≤
470 kPa/m donde el contacto entre el tapón y la roca no está inyectado, o
3660 kPa/m donde la presión de inyección aplicada en el macizo rocoso
alrededor del tapón es al menos el doble de la presión hidrostática de diseño
donde:
P = carga de fluido de diseño (o presión) (kPa)
L = longitud del tapón (m)
Garrett y Campbell-Pitt (1958) recomiendan que se aplique un Factor de Seguridad
mínimo de 4 en la construcción de tapones en roca buena calidad, produciendo una
presión máxima recomendada de más de 118 kPa/m ó 915 kPa/m para las interfases
de concreto/roca inyectado y no inyectado, respectivamente. Para masas rocosas de
mala calidad a regular, Garrett y Campbell-Pitt (1958) recomiendan un Factor de
Seguridad de fuga de 10 en algunos casos, dependiendo de las condiciones de la
fractura, la concentración de esfuerzos inducidos, la porosidad de la roca y la
aceptación del inyectado del macizo rocoso.
Asumiendo que el inyectado se desarrollará en las interfases de concreto/roca,
entonces la longitud mínima de tapón que cumpliría con estos criterios sería L = [(335
x 9.81 x 1,000)/1000]/915 = 3.6 m. Para el tapón de 23 m de longitud, este criterio se
cumpliría siempre que se inyecte la interfaz de concreto/roca.
E2.1.5
Mecanismos Físico/Químicos de Largo Plazo
Los límites químicos para la mezcla de agua se han dispuesto según la Norma ASTM
C94 y se resumen en la Tabla E2.
Tomando como base la información proporcionada en la Sección E1, no se conocen
las predicciones a largo plazo sobre la calidad del agua luego del cierre de la mina.
Mediante la comparación de datos proporcionados en el caso hipotético con los que se
muestran en la Tabla E2, y asumiendo que no habría cambios en la calidad del agua a
largo plazo, se pueden determinar diversas observaciones importantes:
•
Debido a que el valor de pH es menor que 7, el agua es ácida. Se dispondrá la
documentación que analiza las proporciones potenciales de corrosión, particularmente
si se ha planificado la instalación de tuberías de acero a través del tapón de concreto.
Esta documentación incluirá la revisión de diversos aceros inoxidables y espesores de
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tubería para estimar cuándo la resistencia de la tubería corroída de acero inoxidable
caerá por debajo de la presión máxima hidráulica (Einarson & Abel, 1990).
•
La concentración de cloruro es menor que 500 ppm. Una preocupación específica son
los altos contenidos de cloruro en el agua de mezclado debido al posible efecto
adverso de los iones de cloruro en la corrosión del acero de refuerzo. Las
preocupaciones sobre el alto contenido de sulfato en el agua de mezcla o agua
subterránea retenida se relacionan principalmente con la protección del tapón contra
las posibles reacciones de expansión y/o deterioro por ataque de sulfato.
•
La concentración de sulfatos disueltos sugiere un potencial de ataque “leve pero
positivo” al concreto y, por consiguiente, a pesar de que no se requiere cemento
especial, tendría sentido considerar un cemento resistente al sulfato. El Anexo analiza
las formas para mejorar el cemento/concreto para hacerlo más resistente al ataque de
sulfato, como el uso de cementos Portland Tipo I y Tipo I-P y el uso de
superplastificantes (para el inyectado). De acuerdo con la Asociación de Normas
Canadienses (CSA), los cementos Portland Tipo 20 (Moderado) o Tipo 50 (resistente al
sulfato) se deben usar, respectivamente, cuando es importante la precaución contra el
ataque de sulfato severo o moderado.
•
Debido al potencial de uso doméstico de cualquier agua subterránea que pudiera
infiltrarse alrededor del tapón, entonces se recomendarían los agujeros de inyección de
contacto y cortina (o consolidación) para reducir la permeabilidad del macizo rocoso en
el área inmediata alrededor del tapón. Proporcionar detalles de dicho inyectado excede
el alcance de este ejemplo.
Tabla E2
Límites para Sustancias Químicas en Agua de Mezcla (según
ASTM C94)
Concentración
Máxima * (ppm)
Sustancia Química
Cloruro, como Cl
En concreto pretensado
En otros tipos de concreto armado en ambientes
húmedos o recubrimientos con contenido de aluminio o
metales disímiles o con recubrimientos metálicos
galvanizados
1,000a
Sulfato, como SO4
3,000
Álcalis, como (Na2O + 0.658 K2O)
Método de
Prueba **
500a
CSA A23.3-5B
ASTM D516
600
Sólidos totales
50,000
AASHTO T26
*
Se puede permitir que el agua de lavado reutilizada como agua de mezcla en el concreto exceda las
concentraciones indicadas de cloruro y sulfato si se puede demostrar que la concentración calculada en el
agua de mezcla total, incluyendo agua de mezcla en los agregados y otras fuentes, no excede los límites
determinados.
** Se puede emplear otros métodos de prueba que hayan demostrado producir resultados comparables.
a
Para las condiciones que permitan el uso de CaCl2 como acelerador de la mezcla, se podrá ignorar el límite
de cloruro.
E2.2
PELIGRO SÍSMICO
Existe el potencial de ocurrencia de sismos con máxima aceleración de 0.4 g en esta área.
Se deberá emplear el Anexo A para evaluar si existe algún potencial de licuefacción en
el material de cobertura. En este ejemplo no se presentará ningún detalle de
licuefacción.
Esta sub-sección evaluará el potencial de impacto dinámico que podría afectar la
estabilidad del tapón. Estas fuerzas de impacto dinámico se pueden desarrollar como
resultado de los efectos de impacto de ariete hidráulico en el tapón. Este tipo de
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Anexo E
sobrecarga normalmente se analiza como un incremento sustancial, efectivo en la
presión comparada con situación del nivel de agua estática considerada inicialmente.
E2.3
CARGAS DINÁMICAS
Las propuestas para tapones a construirse en regiones donde los sismos constituyen
una preocupación, o para la protección contra huaycos, deben considerar las cargas
dinámicas de ariete hidráulico y los impactos dinámicos. Considerando que estas
condiciones son pasajeras, se puede aceptar un Factor de Seguridad menor que el
aplicable para el caso estático (véase la Tabla E2 del texto principal).
E2.3.1
Ariete Hidráulico Debido a Carga Sísmica
El ariete hidráulico se define como la onda de impacto causada por un sismo que se
podría propagar a través de la longitud del túnel e incrementar considerablemente las
presiones aplicadas en el tapón. El efecto de ariete hidráulico se modela como el
deslizamiento del pistón en un cilindro lleno con fluido en descanso. La presión
adicional (PH) (de acuerdo con Westergaard, 1931) requerida para determinar el fluido
en movimiento en velocidad (v) se puede estimar en:
PH = c (v) ρ
donde:
(E.6)
c = velocidad acústica del agua (1437 m/s)
v = velocidad en tierra (m/s)
ρ = densidad del agua (kg/m3)
Considerando la relación entre velocidad en tierra vmax y aceleración sísmica máxima
amax, como lo considera aproximadamente Seed e Idriss (1983) como:
vmax
= 55cm / s / g
amax
(para roca)
(E.7)
Ejemplo: Se debe construir un tapón en un túnel largo en donde el sismo máximo
creíble tiene una aceleración de 0.4g. La presión adicional que puede ocurrir en el
tapón como resultado del sismo se puede calcular del siguiente modo:
Velocidad en tierra vmax = 55 cm/seg/g x (0.4 g) = 22 cm/s que produce la presión en exceso
(de la Ecuac. E.6) PH = (1437 m / s )(0.22m / s )(1,000
kg
m3
) = 316140 Pa = 316 kPa , que
se podría incorporar a la presión de fluido estático de 3286 kPa.(i.e., 335 m * 9.81).
Volviendo a verificar la gradiente hidráulica, la longitud requerida del tapón sería (335 +
316/9.81)/14 = 26 m.
E3.
ANÁLISIS
Se ha estimado una longitud total de tapón de 26 m a fin de garantizar la retención
apropiada de la carga de agua estática y minimizar la fuga de agua desde el tapón,
que se podría emplear como suministro de agua para fines domésticos. No obstante,
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considerando que sólo se requeriría 7.2 m para retener la presión de agua estática,
entonces se deberá considerar la construcción de un tipo de tapón compuesto, como
el que se muestra en la Figura 1g, que se reproduce aquí en la Figura E3.
Figura E3
Tapón Compuesto con una Sección Sólida Indentada y Galería de
Inyección Aguas Abajo - Permite Lograr una Resistencia Adecuada
Contra el Esfuerzo y Falla de Corte; Asimismo, Presenta la
Longitud Suficiente para Alcanzar una Óptima Resistencia a la
Fuga
Entonces el tapón puede estar compuesto por una sección de concreto sólido aguas
arriba de 7.2 m y una sección hueca aguas abajo de 18.8 m de longitud con, digamos,
una apertura interna de 2 m de ancho x 1.8 m de alto. Se requerirán análisis
adicionales para confirmar las dimensiones de la sección hueca.
Como se indica en la Figura E3, se podría alargar ligeramente la sección de concreto
sólido aguas arriba para ‘indentar’ el tapón a fin de permitir un mejor trabajo/contacto
del concreto, mejorar la resistencia al corte y contribuir a limitar el “by pass” de la fuga.
Como se indicó durante el proceso de diseño, se requerirá inyecciones de contacto y
cortina de inyecciones. Por ello, como parte del diseño del tapón, será importante
preparar las especificaciones para la construcción, inyección y monitoreo del tapón,
como se analiza en el Anexo C.
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