ANALISIS GEOMECANICO DE CAUSAL DE DAÑOS EN MINERIA SUBTERRANEA CASO ESTUDIO: TAP PNNM

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1 ANALISIS GEOMECANICO DE CAUSAL DE DAÑOS EN MINERIA SUBTERRANEA CASO ESTUDIO: TAP PNNM Giuseppe Barindelli Pizarro Vicepresidencia de Proyectos, Codelco Chile Sergio Villalobos Cifuentes Vicepresidencia de Proyectos, Codelco Chile RESUMEN. El presente trabajo desarrolla el análisis geomecánico de causal de daños para un sector de las excavaciones realizadas para el TAP PNNM. Se presentan el plan de inspecciones de terreno, la metodología y resultados del modelamiento numérico para evaluar las condiciones de carga a las cuales está siendo sometido el sistema de refuerzo del macizo rocoso. Son dadas las medidas de mitigación adoptadas. 1. INTRODUCCION. En el plan de inspecciones geotécnicas periódicas a las Obras Interior Mina, del Proyecto Nuevo Nivel Mina Codelco (PNNM), se observó la aparición de fallas en el shotcrete instalado, particularmente en el sector del Acodamiento Sur del Túnel de Acceso de Personal (TAP), al Hw del PK-0, correspondiente a la intersección de dicha labor con el acceso al Sub Nivel de Ventilación (SNV). El presente artículo desarrolla el análisis geomecánico de la situación de fallas y entrega la solución del problema, considerando lo observado en terreno y validado por medio de modelamiento numérico. Se resolvió la situación de que en algunos sectores no existió una adecuada instalación del sistema tuerca-malla-placa de carga. Esto pudo ser verificado tanto en la revisión de los pernos instalados en techo y cajas de la excavación. Para validar las hipótesis de daño se confeccionó un modelo numérico bidimensional, el cual demostró que las zonas de máxima deformación coinciden en posición y orientación de los daños observados en terreno.

2 Finalmente, con el objetivo de minimizar la posibilidad de ocurrencia de los tipos de falla de shotcrete descritas en el presente articulo, se recomienda asegurar las placas de carga al macizo rocoso de tal manera de evitar la formación de espacios entre el macizo rocoso y/o capa de shotcrete. 2. CASO DE ESTUDIO: TAP PNNM. El TAP se desarrolla en la litología denominada Brecha Braden, entre las coordenadas Norte y Este, como se muestra en la Figura 1. Figura 1: Ubicación TAP. Se destaca el sector de las fallas del shotcrete SITUACION OBSERVADA EN TERRENO. A raíz de la evolución y extensión de las zonas de falla del shotcrete, se solicitó a la empresa Constructora de esta obra realizar acuñadura del shotcrete, y dejar algunas placas de carga expuestas. Posterior a esta acción, se inspeccionó el techo y las cajas de la labor, pudiendo observar una zona de falla del shotcrete desde intersección TAP-Galería Acceso SNV hasta PK-50, concentrándose principalmente desde el Acodamiento Sur hasta eje central de la labor (Figura 2.a). Estas fallas consisten en grietas del shotcrete entre los puntos de apoyo definidos por los pernos. Además, se observan placas de carga dobladas en sus extremos. Esto es evidencia de que los pernos de refuerzo estaban tomando la carga por deformación del macizo rocoso (ver Figura 2.b). De la descripción anterior, y de las evidencias observadas en terreno a lo largo de los desarrollos efectuados en dicho sector, se plantea que en algunos sectores no existió una adecuada instalación del sistema tuerca-malla-placa de carga, dejando un espacio entre la placa de carga y la malla, respecto de la capa preliminar de shotcrete. Esto se pudo verificar tanto en la revisión de los pernos instalados en techo y cajas de la excavación subterránea (Figura 3).

3 (a) Figura 2: Daños observados en los elementos de refuerzo: a. Agrietamientos del shotcrete; b. Placas de carga deformadas y fallas del shotcrete. (b) Espacio entre la primera capa de shotcrete y la planchuela Espacio entre la primera capa de shotcrete y la planchuela Figura 3: Malas practicas respecto a la instalación del sistema tuerca-malla-placa. Considerando que la deformación que experimenta el macizo rocoso respecto a la orientación de tensiones, la cual tiene una inclinación de 30 hacia el Sur en el sector, serían sólo algunos pernos, y no la totalidad de ellos los que se encuentran trabajando como elementos de refuerzo, provocando la deformación, separación y agrietamiento del shotcrete en zonas puntuales. Esto es desfavorable desde el punto de vista mecánico, debido a que el sistema de refuerzo con pernos está actuando en algunos sectores como elementos individuales y no como un conjunto.

4 3. SISTEMA DE FORTIFICACION. Las características mecánicas del sistema de refuerzo se resumen en la Tabla 1. De acuerdo al criterio de diseño utilizado para el dimensionamiento del refuerzo, el pattern de apernado de 1,0x1,0 m tiene una capacidad de contención de 6,38 t/m 2, considerando un factor de minoración del 60% de la resistencia a la fluencia del acero, es decir, esta disposición de refuerzo mecánico del macizo rocoso presenta un factor de seguridad igual 1.6 sobre la capacidad nominal de soporte. Por otra parte, el avance considera la instalación de un refuerzo temporal, para el control del techo de la excavación, consistente en pernos de fricción, tipo Split Set, de 39 mm de sección y 2,4 m de longitud, dispuestos entre acodamientos de la excavación. Este refuerzo mecánico tiene como finalidad controlar la posible caída de planchones desde el techo de la excavación en el intervalo de tiempo en que no se encuentre instalado aún el refuerzo mecánico definitivo o permanente. Cada uno de estos pernos tiene una capacidad de arranque mínima igual a 9,0 ton. Tabla 1: Características elementos de soporte utilizados en TAP. Elemento Tipo Material Resistencia Capacidad Máxima de Carga Observaciones Perno Split Set SS-39, de 2.4 m de longitud Acero ASTM A607 - Grado 60 Tracción Fluencia: 4100 kg/cm 2 Rotura: 5200 kg/cm 2 Para un díametro de 37 mm, longitud de 2.4 m, mínimo 9 t. Soporte temporal para el techo del desarrollo Barra de Acero Helicoidal Longitud 4 m Diámetro de 22 mm Acero A44-28H Tracción Fluencia 2800 kg/cm 2 Rotura: 4400 kg/cm 2 Tracción Carga de Fluencia: 10.6 t Carga de Rotura: 16.7 t Corte: 11 t Lechado a columna completa Lechada de Cemento Preparación in situ Cemento+ Agua+ Aditivo 100 kg/cm 2 a las 24 horas de edad - Actúa como elemento ligante de la barra helicoidal al macizo rocoso Planchuela para perno Cuadrada, domo circular Acero ASTM A1011/A 1011/A Tracción Fluencia 4000 kg/cm2 Rotura: 4800 kg/cm2 - Se hace solidaria al perno por medio de una tuerca de fundición nodular Shotcrete Capa de 100 mm Mortero de Cemento Compresión R kg/cm 2 - Reforzada con malla de acero Malla de Acero Calibre BWG Acero Rotura: kg/mm 2 - Actúa como armadura del shotcrete. 4. PROPIEDADES GEOTECNICAS. Las propiedades resistentes máximas del macizo rocoso se encuentran definidas en la Ficha Geomecánica del PNNM (Pereira y Vásquez, 2008), y son dadas en la 0. Las propiedades resistentes residuales del macizo rocoso se estimaron a partir de la propuesta dada por Ribacchi (2000), correspondiente a las relaciones para estimar la resistencia residual de macizos rocosos con estructuras: m sr r 0.65m [1] b 0.04s [2] A partir de lo anterior, para el análisis numérico que se detalla más adelante, se utilizó un valor de m r = 3,575, s r = 0,0132. Para la dilatancia del macizo, se consideró lo

5 propuesto por Hoek (2007), en cuanto a que, para macizos rocosos masivos, éste valor es aproximadamente 0,667 veces el valor de m b, siendo para el caso en estudio de 3,663. Tabla 2: Propiedades geotécnicas Brecha Braden Sericita. Parámetro Magnitud Unidad GSI 85 a 95 Punto UCS 84 MPa Cohesión, c 16 MPa Fricción, f 35.7 mb s Módulo de Elasticidad, E MPa Razón de Poisson, n Dendidad, g 2.50 t/m 3 5. ANALISIS NUMERICO. Para estudiar la situación ocurrida en el sector Sur del TAP, se confeccionó un modelo numérico considerando las propiedades del macizo rocoso vigentes para el PNNM y la sección de diseño de la excavación. Se consideró un estado tensional anisótropo, en el plano de la excavación, y tensiones de soporte que representan el desconfinamiento y deformación del macizo rocoso, posterior a la apertura de la excavación CURVA DE CONVERGENCIA-CONFINAMIENTO. Se consideraron diferentes tensiones de confinamiento, desde el equilibrio hasta tensión de confinamiento nula, midiéndose en cada una de ellas el valor de la deformación máxima de la excavación. Una vez obtenidas las máximas deformaciones de la excavación, se determinó la convergencia máxima en el momento de la instalación del soporte. Para calcular la deformación del túnel en la frente antes de ser instalado en soporte se utilizó la metodología empírica desarrollada por Vlachopoulos y Diederichs (2009). El valor de deformación máxima obtenido desde el modelo numérico fue u max = 0,014 m. Por otra lado, el radio de la excavación es R t = 4,25 m, y la extensión de la zona plástica, obtenida para el momento en que la tensión interna en el túnel es nula, es R p = 7,11 m, medidos desde el centro de la excavación. Luego, la razón entre el radio plástico y el radio de la excavación fue R p /R t =1,67. Considerando un avance de 4,0 m, es decir, que el último tramo con soporte en la excavación se encuentra a 4,0 m de la frente, la razón entre la zona sin soporte y el radio de la excavación fue X/R t = 0,94. Con los valores anteriores de R p /R t y X/R t, desde el gráfico mostrado en la Figura 4, se obtiene u/u max = 0,68. Conocido el valor u/u max = 0,68 fue posible estimar la presión interna y la deformación en el momento de la instalación del soporte en la excavación, a partir del valor de la ordenada de la Figura 4. Luego, la deformación al momento de instalar el soporte fue u = 9,5 mm, que resulta de multiplicar el valor obtenido de la ordenada de la 04 por la deformación máxima obtenida del modelo numérico.

6 Figura 4: Valor de la razón entre la convergencia y la convergencia máxima del TAP, para una distancia de 4 m de zona sin soporte desde la frente (Vlachopoulos y Diederichs, 2006) PLASTIFICACION DEL MACIZO ROCOSO. De acuerdo a los resultados entregados por el modelamiento numérico (ver Figura 5), la extensión y posición de la zona plástica para la Brecha Braden Sericita es de aproximadamente 1,0 a 1,2 m en el techo. Esta zona plástica, es considerada como carga uniforme y completamente despegada del macizo rocoso. Total Displacement m Shear Tension Both Shear Tension Figura 5: Zona plástica y estado del soporte instalado, considerando escenario de deformación nula.

7 6. SOLICITACIONES SOBRE EL SISTEMA DE REFUERZO MECANICO. La interpretación de los pernos trabajando a la fluencia se debe a lo observado en terreno, dado el esquema de avance con refuerzo en la frente, el macizo rocoso continúa con cierto nivel de deformación plástica almacenado. Al existir un espacio entre la malla y las placas de carga de los pernos, el sistema de refuerzo no entrega el efecto de confinamiento que se espera para controlar la deformación. En terreno se observó que las placas de carga no se presentan una solicitación uniforme, sino que es irregular. De acuerdo a lo observado en la malla, las placas de carga que quedan correctamente adosadas al macizo rocoso o bien al shotcrete anterior son aquellas que no se encuentran afirmando un traslape de malla. En los traslapes de malla se observó que el torque aplicado a la tuerca por medio de la llave neumática no es el suficiente para juntar las dos mallas hacia el macizo rocoso. Esto genera un espacio que no es rellenado posteriormente con shotcrete, y que permite la deformación del macizo rocoso. De otra forma, si éste espacio estuviese relleno, todos los pernos de la línea que se presenta agrietada mostrarían las placas de carga solicitadas, lo que en la práctica no ocurre. Por otra parte, en algunos sectores se visualizaron pernos de refuerzo incorrectamente instalados, no cumpliendo con los principales tres aspectos importantes: - Máxima perpendicularidad a la caja de la excavación. - Placa de carga correctamente adosada al macizo rocoso. - Tuerca descansando completamente en el asiento de la placa de carga. La perpendicularidad entre el perno de refuerzo y el macizo rocoso es uno de los supuestos básicos del diseño del sistema de refuerzo mecánico. Esto busca asegurar que a los pernos se les transfiera la mayor parte de la deformación del macizo rocoso como carga axial, y que el elemento de soporte no sufra esfuerzos de corte trasversales a su eje axial. En general, como se muestra en la 06, la máxima tolerancia para la perpendicularidad entre el perno y el macizo rocoso es de 15 con respecto al eje axial. 15 máximo Figura 6: Esquema de tolerancia máxima para la correcta transmisión de la carga desde el macizo rocoso al sistema perno-tuerca-placa (Figura sin escala). Por otra parte, la placa de carga es el elemento que ayuda a distribuir la solicitación que recibe el perno hacia el perímetro del macizo rocoso. La mayor parte del área de

8 éste elemento de refuerzo debe estar en contacto con el macizo rocoso, a fin de transmitir uniformemente las cargas y no dañar el elemento de soporte TRANSMISION DE CARGA. El pattern de apernado definido para el TAP soporta, en un diseño a la fluencia, una carga de 6,38 t/m 2, considerando la resistencia a la fluencia del perno minorada en un 60%. En terreno se ha observado que las placas de carga que se encuentran solicitadas no se encuentran adyacentes unas de otras, sino que están espaciadas, típicamente a 2,0 m. El gráfico de la Figura 7 muestra las diferentes resistencias de diseño de configuraciones típicas de apernado, con barras de acero A44-28H, con un factor de minoración de la resistencia a la fluencia f = 0,6 y con un factor de minoración unitario. Para una barra de 22 mm, diseñada para soportar 6,38 t/m 2 de carga, se tiene que el siguiente perno que está tomando carga está espaciado, en la práctica, a 2,0 m. Esto significa que el sistema está trabajando como un pattern de 2,0x1,0 m, es decir, a un 50% de la capacidad dimensionada, con capacidad minorada. Si se considera los valores de resistencia nominal, los pernos de la línea que ser encuentra actuando como pattern de 2,0x1,0 m tienen una capacidad de soporte de 5,32 t/m 2, es decir, es el límite máximo a la fluencia. Con cargas superiores a éste límite, el perno comenzará a trabajar a la fluencia, fuera del criterio de diseño del apernado. Carga Máxima Pattern de Apernado Pernos Lechados a Columna Completa Carga Máxima (t/m2) Acero A44-28H, d=22 mm f=0.6 Acero A44-28H, d= 22mm f= x x x x2.0 Pattern Figura 7: Cargas máximas de diseño, para pattern de apernados típicos, con acero A44-28H, nominal y minorada. Considerando lo anterior, se hace necesario realizar un saneamiento del sistema de refuerzo, a fin de disminuir la carga que solicita a los pernos que se encuentran con placas dobladas y regularizar así la distribución de las cargas sobre el sistema. Además, como buena práctica operacional, en lo sucesivo mejorar la perpendicularidad entre el macizo rocoso y el eje axial de los pernos instalados.

9 7. SOLUCION ADOPTADA. Considerando lo expuesto en los párrafos precedentes del presente artículo, para la situación que se presenta en el TAP, se propuso realizar un saneamiento del sistema de refuerzo que considere lo siguiente: - Acuñadura y remoción de la totalidad del shotcrete agrietado, de manera de eliminar cualquier trozo de hormigón que se pueda desprenderse del macizo rocoso. - Instalación de barras helicoidales A44-28H, de 4,0 m de longitud y 22 mm de diámetro, lechadas a columna completa. La disposición de estos pernos es la mostrada en la Figura 8, estando separados 2,0 m entre paradas de pernos. - De ser necesario, se debió reponer los paños de malla dañados durante el proceso de acuñadura del shotcrete. La validación del sistema de soporte propuesto para el saneamiento se realizó con el modelo numérico bidimensional mostrado anteriormente, en donde se incluyó los pernos de acero en el Acodamiento Sur. Figura 8: Saneamiento propuesto para el sector Acodamiento Sur TAP. 8. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES. Se desarrollo análisis geomecánico de causal de daños para un sector de las excavaciones realizadas para el TAP PNNM. Las principales conclusiones y recomendaciones son: - De las inspecciones en terreno se logro observar una extensa zona de daños del sistema de refuerzo mecánico del macizo rocoso, lo cual consistió en agrietamiento del shotcrete, y placas de carga dobladas en su extremo. Lo anterior evidencio que el sistema de refuerzo, estaban tomando no correctamente la carga por deformación del macizo rocoso.

10 - De lo observado en terreno, se concluye que en la zona dañada no existió una adecuada instalación del sistema de refuerzo placa-malla-tuerca. Esto se pudo verificar tanto en la revisión de los pernos instalados en el techo y cajas. - Para la revisión de gabinete del sistema de refuerzo mal instalado se opto por desarrollar un modelo numérico de la excavación reforzada. Los resultados del modelo numérico fueron coherentes con lo observado en terreno. - La placa de carga es el elemento que ayuda a distribuir la solicitación que recibe el perno hacia el perímetro del macizo rocoso. Por lo tanto, la mayor parte del área de éste elemento de refuerzo debe estar en contacto con el macizo rocoso, a fin de transmitir uniformemente las cargas y no dañar el elemento de soporte. - Se recomendó un plan de mitigación y saneamiento del sistema de refuerzo, el cual considero lo siguiente: acuñar y remover la totalidad del shotcrete agrietado; instalación de pernos de refuerzo extras; y reposición de mallas dañadas durante el proceso de acuñadura del shotcrete. 7. REFERENCIAS. Bacco M., y Barindelli G., (2010). Criterios de Diseño de Fortificación. Informe Técnico Interno Vicepresidencia de Proyectos N T09E205-F1-VPNNM CRTGE P. Celis M., (2006). Guía de Diseño de Fortificación. Informe Técnico Interno, Superintendencia de Geomecánica División El Teniente N SGM-I Brady B., y Brown E., (2004). Rocks Mechanics. Kluwer Academics Publisher. Tercera Edición. Li C., y Stillborg B., (1999). Analytical Models for Rock Bolts. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences Martin D., Kaiser, y McCreath, (1999). Hoek-Brown Parameters for Predicting the Depth of Brittle Failure Around Tunnels. Canadian Geotechnical Journal, Pereira J., y Vásquez P., (2008). Actualización propiedades geotécnicas Roca Intacta y Macizo Rocoso, Proyecto NNM. Estudio Prefactibilidad. Informe Interno Codelco Chile N NNM-ICO-GEO-INF Hoek E., (2007). Practical Rock Engineering. Notes of Course. Ed. ( Ribacchi R., (2000). Mechanical test on pervasively jointed rock material: insigth into rock mass behaviour. Rock Mech Rock Eng.

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