Geomecanica Aplicada A La Seguridad Minera Tajo Abierto

GEOMECANICA APLICADA A SEGURIDAD MINERA TAJO ABIERTO III SEMINARIO INTERNACIONAL DE GEOMECANICA APLICADA A SEGURIDAD MINERA 24 y 25 de Octubre, Lima - PERU ESTEBAN HORMAZABAL Jefe del Area Mecánica de Rocas SRK Consulting Chile

En los últimos años, la minería a cielo abierto se ha visto afectada por los siguientes factores: ·Menores leyes. ·Aumento de tamaño de los equipos de perforación, carguío y transporte ·Profundización de los rajos ·Transición y cambio a minería subterránea

POTENCIALES IMPACTOS DE LA OPTIMIZACION DE TALUDES /

—\ \ ‘...._.,

Steepened Slope

\ \_

Reduced Stripping

Current Slope

Original Pushback

Increased Ore Recovery

\

\

Orebody

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=v*-- ark consulting READ & STACEY (2009): "GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN".

Todo lo anterior ha generado la necesidad de realizar una minería: ·Segura ·Eficiente ·Productiv a Estos objetivos sólo pueden ser logrados con una trabajo en conjunto de las áreas: ·Geologí a.·Geotecnia y ·Planificació Geomecánica n ·Operacione s

CONCEPTOS GEOMECANICOS BÁSICOS

=v*-- ark consulting

UNA FRACTURA

INTACTA

ZONA DE CIZALLE O DIQUE

DOS FRACTURAS

MUCHAS FRACTURAS

MACIZO ROCOSO

ANISOTROPICO ISOTROPICO

NO-HOMOGENEO

PROBETA DE ROCA INTACTA

MACIZO ROCOSO A ESCALA “ 0” ( 10-1 m3 < Vol < 100 m3 )

AUMENTA EL EFECTO DE ESCALA

MACIZO ROCOSO A ESCALA “ 2” ( 101 m3 < Vol < 102 m3 )

MACIZO ROCOSO A ESCALA “ 1” 0 ( 10 m3< Vol < 101m3)

KARZULOVIC (2001): 5° SEMINARIO TRONADURAY GEOMECÁNICA - HACIA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO. ANTOFAGASTA. CHILE.

LA

PR OPI ED AD FISI CA

PROPIEDAD CUYA MAGNITUD DECRECE AL AUMENTAR EL VOLUMEN ENSAYADO (e.g. RESISTENCIA)

PROPIEDAD CUYA MAGNITUD AUMENTA AL AUMENTAR EL VOLUMEN ENSAYADO (e.g. CONDUCTIVIDAD HIDRAULICA)

VOLUMEN ENSAYADO KARZULOVIC (2001): 5° SEMINARIO TRONADURAY GEOMECÁNICA - HACIA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO. ANTOFAGASTA. CHILE.

LA

PROPIEDADES DE LA ROCA INTACTA:

Porosidad, n (%) Propiedades

Peso Unitario, γ (ton/m3) o (kN/m3)

Indice

Relaciones de Fase Degradabilidad Tracción, TS o σci (MPa) Resistencia

Propiedades de Ingeniería

Compresión Uniaxial, UCS o σci (MPa)

Compresión Triaxial, c (MPa) y φ (grados) Deformabilidad Velocidad Prop. Ondas, VP y VS (m/s) Módulos Elásticos, E (GPa) y ν Conductividad Hidráulica Otras Propiedades

KARZULOVIC (2001): 5° SEMINARIO TRONADURAY GEOMECÁNICA - HACIA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO. ANTOFAGASTA. CHILE.

LA

ENSAYOS TIPICOS PARA DETERMINAR LA RESISTENCIA DE LA ROCA INTACTA

Tracción Indirecta

Compresión Uniaxial

Compresión Triaxial

- Resistencia en tracción

- Resistencia uniaxial - Módulos elásticos

- Resistencia al corte

KARZULOVIC (2001): 5° SEMINARIO TRONADURAY GEOMECÁNICA - HACIA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO. ANTOFAGASTA. CHILE.

LA

CARACTERIZACION ESTRUCTURAL

1.CLASIFICACIÓN DE LAS ESTRUCTURAS; MAYORES, INTERMEDIAS y MENORES . 1.DESCRIPCIÓN DE LAS ESTRUCTURAS (ISRM, BROWN 1981). DOMINIOS ESTRUCTURALES, NÚMERO DE FAMILIAS Y ORIENTACIÓN DE LAS ESTRUCTURAS ESPACIAMIENTO DE LAS ESTRUCTURAS PERSISTENCIA Y TIPO DE TÉRMINO DE LAS ESTRUCTURAS RUGOSIDAD DE LAS ESTRUCTURAS APERTURA, POTENCIA Y CARACTERÍSTICAS DEL RELLENO

Máquina de corte directo fija en laboratorio (tomada de Franklin & Dusseault (1989)).

Máquina de corte directo portátil (tipo Hoek, tomada de Franklin & Dusseault (1989)).

Ensayo de corte directo in situ sobre planos de estratificación, en un talud de reservorio en Grecia (tomada de Franklin & Dusseault 1989)). Esquema del montaje típico de un ensayo de corte directo in situ (tomada de Franklin & Dusseault (1989)).

READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.

RESISTENCIA

τ

τ

CONDICION PEAK

Curva carga-deformación para un valor dado del esfuerzo normal efectivo. CONDICION RESIDUAL

u

φ peak cpeak

φ res cres

σn KARZULOVIC (2001): 5° SEMINARIO TRONADURAY GEOMECÁNICA - HACIA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO. ANTOFAGASTA. CHILE.

LA

EFECTO DE ESCALA EN LA RESISTENCIA AL CORTE DE LAS ESTRUCTURAS.

KARZULOVIC (2001): 5° SEMINARIO TRONADURAY GEOMECÁNICA - HACIA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO. ANTOFAGASTA. CHILE.

LA

ESTRUCTURAS MAYORES DELIMITAN

ZONA DE CIZA-LLE, EN METASEDIMENTOS, MINA A RAJO ABIERTO, CHILE

FALLA REGIONAL, MINA A RAJO ABIERTO, CHILE

P > 104 m

MOLDE DEJADO POR LA CAIDA DE UN BLOQUE, MINA SUBTERRÁNEA, CHILE

10 < P < 10 m 3

4

VETILLAS SELLADAS EN ANDESITA PRIMARIA, MINASUBTERRÁNEA, CHILE

102 m < P < 103 m ESTRUCTURA MAYOR QUE DELIMITA EL DAÑO EN CALLE UCL, MINA SUBTERRÁNEA, CHILE

ESTRUCTURAS MAYORES, CRATER DE SUBSIDENCIA, MINA SUBTERRANEA, CHILE

10-1 m < P < 100 m

101 m < P < 102 m

102 m < P < 103 m

FALLA GEOLOGICA, MINA SUBTERANEA, CHILE

ESTRUCTURA MAYOR QUE DEFINE UN PLANO DE DES-LIZAMIENTO, MINA A RAJO ABIERTO,IIREGION, CHILE

103 m < P < 104 m

ESTRUCTURAS DELIMITAN MOLDE DEJADO POR LA CAIDA DE UN BLOQUE, MINA SUBTERRANEA, CANADA

101 m < P < 102 m

100 m < P < 101 m

FALLAS GEOLOGICAS

ESTRUCTURAS MAYORES

FALLAS REGIONALES

104

ESTRUCTURAS

103

102

101

DISCONTINUIDADES MENORES

100

10-1

PERSISTENCIA DE LA ESTRUCTURA GEOLOGICA, P ( m ) KARZULOVIC (2001): 5° SEMINARIO TRONADURAY GEOMECÁNICA - HACIA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO. ANTOFAGASTA. CHILE.

LA

DOMINIO ESTRUCTURAL I Roseta de rumbos de las estructuras con manteos de O° a 30°

Roseta de rumbos de las estructuras con manteos de 30° a 60°

Roseta de rumbos de las estructuras con manteos de 60° a 90°

9

N

13

Diaclasas (n=1067)

skA 5PIB

5%B555

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sske

555

E

±

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E

E

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SP4f3 / + 9'113 s

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Fallas (n=1876)

Dominio 1

Contornos de Isoconcentraciones de polos

S

5

S

N

N

N

1

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SFIB

555 ±

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W

SSS

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5

5

E

B20

A F02

B

H15

J02 J03

C

K03

L01 L02L03

K19

L2

L22

D

M04 M10

O05 O11

P06 P07

P22

Q09

F E

Q20 Q21

S15

G

T15

W17

HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

EL PROBLEMA ES DEFINIR UNA CALIFICACION DE LA COMPETENCIA DEL MACIZO ROCOSO QUE PERMITA EL ESCALAMIENTO: Prop. Macizo Rocoso = Fact. Escala × Prop. R. I. RQD FF RMR (Bieniawski) Factor de Escala RMR (Laubscher) Q GSI

Modo de Cálculo del RQD (Deere (1989))

SISTEMA DE CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO, RMR BIENIAWSKI (1989) A. PARÁMETROS DE CLASIFICACIÓN Y SU PUNTAJE PARÁMETRO

1

2 3

baensa-

> 10 MPa

4 – 10 MPa

2 – 4 MPa

1 – 2 MPa

Esfuerzo de Compresión Uniaxial

> 250 MPa

100 – 250 MPa

50 – 100 MPa

25 – 50 MPa

Puntaje

15

12

7

4

Calidad del Testigo RQD

90% – 100%

50% – 75%

25% – 50%

< 25%

Puntuación

20

17

13

8

3

Espaciamiento de Discontinuidades

>2m

0.6 - 2. m

200 – 600 mm

20

15

10

Resistencia de la roca intacta

Condición de Discontinuidades (ver E)

Agua subterránea

5

Paraestosrangos jos,seprefierenyos decompresión uniaxial

Índice de resistencia de carga puntual

Puntuación

4

RANGO DE VALORES

Puntaje Puntaje Infiltración por cada 10 m de longitud de túnel (l/m) (Presión de agua sobre la estructura) / (Esfuerzo prin- cipal mayor) Condiciones generales

Superficies muy rugosas No continuas Sin separación Paredes sin intemperización

75% – 90%

Superficies ligeramente rugosas Separación < 1 mm Paredes levemente intemperizadas

Superficies ligeramente rugosas Separación < 1 mm Paredes altamente intemperizadas

60 - 200 mm

8 Espejos de falla o Salbanda < 5 mm de espesor o Separación 1-5 mm Continuas

5– 25 MPa

1–5 MPa

<1 MPa

2

1

0

< 60 mm

5 Salbanda suave > 5 mm de espesor o Separación > 5 mm Continuas

30

25

20

10

0

Ninguno

< 10

10 - 25

25 - 125

> 125

0

< 0.1

0.1. - 0.2

0.2 - 0.5

> 0.5

Húmedo

Mojado

Goteo

Flujo

7

4

0

Completamente seco

15

10

CRITERIO HOEK - BROWN

Intact Rock Specimens

One Joint Set DO NOT USE HB CRITERION

Two Joint Sets DO NOT USE HB CRITERION

Many Joints USE EQ. 1 WITH CAUTION

Heavily Jointed Rock Mass

GENERALIZED HOEK-BROWN CRITERION

'' σ= σ + σ 1

m

ci



3

I

m

σσ

' 3

a

+

s

 ci 

''

σ1 , σ

b

3are the maximum and minimum efective stresses at failure is the value of the Hoek-Brown parameter m for the rock mass

a b, are s constants which depend upon the rock mass characteristics

σci

is the uniaxial compressive strength of the intact rock pieces

PROPIEDADES DE LA ROCA INTACTA Calculate mi, sigci from Lab Data

Lab Dala sigci: 55.581 MPa

mi: 117.313

Curve-Fitting Method: Levenberg-Marquardt N umber of Tests: 111

M aj or pr in ci p al st re ss ( M P a)

#

sig3 (MPa)

sigl (MPa)

1

0

50.3

2

1.96

72.06

3

4.9

87.44

4

4.9

102.65

5

4.9

109.06

6

4.8

75.31

7

0

54

8

0

82

9

0

52

10

4

75

11

-3

9

100 Maj or 8 0 pri nci pal str 6 0 ess (M Pa)

2

O 20 40 60 80 rulnor principal stress (MPa)

Copy 1

e,

Plot Mogi's Line Residuals: 11568.713 Paste

Apply 0 10 Minor principal stress (MPa)

OK Cancel

From a description of the structure and surface conditions of the rock mass, pick an appropriate box in this chart. Estimate the average value of GSI from the contours. Do not attempt to be too precise. Quoting a range from 36 to 42 is more realistic than stating that GSI = 38. It is aleo important to recognize that the Hoek-Brown criterion should only be applied to co rock masses where the size of individual blocks or pieces is srnall E compared with the size of the E excavation under consideration. When the individual block size is O more than about one quarter of 171-1 the excavation size, the failure will be
srk consulting

r> FAIR Smooth, moderately weathered and altered surfaces

5

c. n

iz•

STRUCTURE

VERY GOOD Very rough, fresh unweathered surfaces

g

z GOOD Rough, slightly weathered, iron stained surfaces

g

POOR Slickensided, highly weathered surfaces with compact coatings or tilinga or angular fragments

GEOLOGICAL STRENGTH INDEX (GSI)

GEOLOGICAL STRENGTH INDEX FOR BLOCKY JOINTED ROCKS

111:4.951GAL '5•TRERIUTH INI;FEK FIJI1 JOINTED BLOCK,'" RACK IVIALBES

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ZONIFICACIÓN GEOTECNICA Y UNIDADES GEOTECNICAS

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LITOLOGIA ALTERACION

ZONA MINERAL

UNIDAD GEOTECNICA BASICA

HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

BLOCKY ROCK MASS + FAIR TO GOOD JOINT CONDITION BLOCKY ROCK MASS + FOOR JOINT CONDITION VERY BLOCKY ROCK MASS + GOOD JOINT CONDITION VERY BLOCKY ROCK MASS + FAIR TO POOR JOINT CONDITION BLOCKY AND SEAMY ROCK MASS + FAIR TO GOOD JOINT CONDITION BLOCKY AND SEAMY ROCK MASS + POOR TO VERY POOR JOINT CONDITION CRUSHED ROCKS MASS + FAIR JOINT CONDITION CRUSHED ROCKS MASS + POOR TO VERY POOR JOINT CONDITION

ZONIFICACIÓN GEOTECNICA DE MINA CHUQUICAMATA EN TERMINOS DEL INDICE GSI

FLORES, G., & KARZULOVIC A. (2001): “ THE ROLE OF THE GEOTECHNICAL GROUP IN A OPEN PIT: CHUQUICAMATA MINE, CHILE”. W. A. Hustrulid, M. K. McCarter, and D. J. A. Van Zyl, Eds. Littleton, Colorado: SME.

HIDROGEOLOGIA APLICADA

FLUJO DE AGUAS SUBTERRANEAS A TRAVES DE FRACTURAS (Mina La Plata, Uruguay)

AGLOMERADO GRIS

TOBA BLANCA

TOBA TRAQUITICA

HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

Efecto adverso de la presión de agua en una superficie de falla

σn u

σn Total SHE AR STR ENG TH

Effective

u NORMAL STRESS ACROSS JOINT

Influencia de fallas con baja permeabilidad en la estabilidad de taludes

SHARP et al (1972)

DISEÑO DE TALUDES

=v*-- ark consulting

GEOMETRÍA DE TALUD

B

HG BR αR

hB

α

B

HR

αG

CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD DESDE EL PUNTO DE VISTA DEL NEGOCIO MINERO, RESULTA NECESARIO DEFINIR CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD PARA EL DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TALUDES DE UNA MINA A RAJO ABIERTO. EN OTRAS PALABRAS, ES PRECISO ESPECIFICAR QUE RESULTA ACEPTABLE EN LO QUE SE REFIERE A LA EVENTUAL OCURRENCIA DE INESTABILIDADES Y, POR OTRA PARTE, QUE ES INACEPTABLE. COMÚNMENTE, ESTOS CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD SE DEFINEN EN TÉRMINOS DE VALORES MÁXIMOS PERMISIBLES PARA UNO O MÁS DE LOS SIGUIENTES PARÁMETROS: ·FACTOR DE SEGURIDAD, FS. ·PROBABILIDAD DE FALLA, PF. ·DESPLAZAMIENTO ACUMULADO DEL TALUD, D. ·TASA DE DESPLAZAMIENTO DEL TALUD, V.

FACTOR DE SEGURIDAD Criterio de Falla Hoek – Brown

' ' σ 1 3= σ + σ

ci

mb  

σσ

a

' 3

+

σ1MAX

s

 ci 

Capacity = FS = Demand

σ 1máx σ 1

σ1

σ3

PROBABILIDAD DE FALLA DEBIDO A LA VARIABILIDAD DE LAS PROPIEDADES GEOTÉCNICAS SE RECOMIENDA, DE MANERA COMPLEMENTARIA, EL CÁLCULO DE LA PROBABILIDAD DE FALLA. PARA ESTO SE DEBE ESTIMAR LA INCERTEZA EN LOS PARÁMETROS DE RESISTENCIA ( c Y φ ), O ALGÚN OTRO PARÁMETRO, COMO EL MANTEO DE LAS ESTRUCTURAS (αs) O LA PRESIÓN DE POROS; A PARTIR DEL COEFICIENTE DE VARIACIÓN (DESVIACIÓN ESTÁNDAR/MEDIA).

Definición Probabilidad de Falla (Pf) FS = 1.0 Equilibrio Limite

FS A < FS B sin embargo Pf A < Pf B

FRE CU EN CIA

FS = 1.35 Incerteza Baja

FS = 1.50 Incerteza Alta Pf corresponde al área relativa bajo la curva a la izquierda de la línea FS = 1.0 PfA PfB

1.00 FS < 1.0 Talud Inestable Talud Inesta

FS

FSA FSB FS > 1.0 Talud TaludEstable Esta

CONSIDERACIONES PARA LA DEFINICION DE LOS CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD -

Se dispondrá de 2 rampas de acceso a la mina (?)

-

No se instalará infraestructura en el interior del rajo (?)

-

No habrá infraestructura de superficie en la vecindad del perímetro del rajo (?)

-

Para alcanzar la pared final se emplearán tronaduras controladas (?)

-

Se implementará un procedimiento operacional para el control del cumplimiento de la línea de programa (?)

CRITERIOS DE ACEPTABILIDAD Escala

Banco

Consecuencia de la Falla Baja - Alta

Factor de Seguridad (mínimo) Estático

Dinámico

P[FS ≤ 1]

1.1

N/A

25 - 50%

1.0

25%

Baja 1.15 - 1.2 Inter-rampa

Global

Probabilidad de Falla (máximo)

Media

1.2

1.0

20%

Alta

1.2 - 1.3

1.1

10%

Baja

1.2 - 1.3

1.0

15 - 20%

Media

1.3

1.1

5 - 10%

Alta

1.3 - 1.5

1.1

5%

READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.

PARAMETROS QUE DEFINIEN LA GEOMETRIA DEL SISTEMA BANCO - BERMA qb EL DISEÑO GEOTÉCNICO DE LOS TALUDES DE UNA MINA A RAJO ABIERTO REQUIERE DEFINIR LA GEOMETRÍA DEL SISTEMA BANCO BERMA, EL CUAL PUEDE CONSIDERARSE COMO LA “UNIDAD BÁSICA” DE LA GEOMETRÍA DEL TALUD, YA QUE DEFINE LA MAGNITUD DEL ÁNGULO INTERRAMPA QUE SE UTILIZA EN PLANIFICACIÓN MINERA. UNA VEZ QUE ÉSTOS PARÁMETROS HAN SIDO DEFINIDOS, EL ÁNGULO INTERRAMPA, αR, QUEDA DADO POR:

h

b α α b

hb αR = tan-1 b+

hb tan (αb)

Q =

hb tan (αb)

R

TIPO DE INESTABILIDAD

PROYECCIÓN ESTEREOGRÁFICA cPret ef ampo rlifilk oinote m'operen 9 _ aZopr fa. ..4'<:"

CONDICIONES DE OCURRENCIA ·La estructura que define el plano de deslizamiento debe tener un rumbo subparalelo al del talud considerado (Le_ el ángulo entre ambos debe ser < 301_

CPS,t

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4.

.

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11

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•

circlot peporamting plana comesporaimg to centre ' Great

,,,,

·La estructura que define el plano de deslizamiento debe mantear en la dirección del talud.

;_ NI

polo conoentration

·La estructura que define el plano deslizamiento debe aflorar en la cara del talud.

de

·Si la resistencia al corte de la estructura es puramente friccionante entonces el ángulo de ficción debe ser menor que el manteo de la estructura que define el plano de deslizamiento (en caso contrario se tendría un factor de seguridad FS>1). fit .

·Las estructuras que defnen las caras activas de la cuña deben definir una línea de intersección que se indine en la dirección del talud.

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Crema .:poza. promeerntino planea roemerponding ta A centre. of pala cOncantratione

.

·La estructura que defne el vdcamiento debe tener un rumbo subparalelo al del talud (Le. el ángulo entre ambos debe ser igual o menor que 309.

tremor rterle mermerenting olopo PIO*

,,....-.

.,

croar .halo roprosontíng plane oomoopondino to of palo oononarnotion.

·fi,f,'

" 's

·La estructura que define el volcamiento debe mantear en la dirección opuesta al talud (Le. hacia "cerro adentro"). \ \

CIIPI

i

'‘

/

1

Gmeat mtPote reprsesen 0

..P.. f...

·Esta línea de intersección debe aflorar en la cara del talud. . La resistencia al corte de las estructuras que definen las caras activas de la cuña debe ser suficientemente baja como para permitir el deslizamiento_

oran of elote

.fi

·La hdinacián de esta línea de intersección debe ser menor que la del talud.

N

·Si la resistencia al corte de la estructura es puramente friceionante entonces el ángulo de fricción debe ser menor que el ángulo que forma la normal a las estructuras con la cara del talud. .Además, la experiencia práctica indica que para que este vdcamiento se traduzca en problemas de estabilidad, debe existir un sistema subborizontal adicional manteando hacia el talud y con indinaciones de 20° a 40°, de modo que pueda definir la "base" o "piso" de los bloques que pudieran volcar_ ·Falla circular en suelos o rocas muy fracturada con discontinuidades orientadas al azar_ ·Los factores críticos a considerar son:

,,..t ,fif sZopo Ifit: ' z

Y ark consulting

·Altura y ángulo del talud_ ·Resistencia al corte del piano de rotura. ·Sobrecargas o acciones sísmicas.

DESLIZAMIENTOS PLANOS

DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS

ANALISIS CONFIGURACION BANCO BERMA

Joint 3

Joint2 Block 2

Block 3

Block 1

Block 4

JP022

JP002

JP002 JP210

Joint 1

Joint 1

Removable blocks in a rock slope

HORMAZABAL, E., (2013): “BENCH BERM DESIGN USING PROBABILISTIC KEYBLOCK ANALYSIS”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

ANALISIS CONFIGURACION BANCO BERMA Legend Failure Probabilities

I100.0% 80.0% 60.0% 4ao% 20.0%

Modify Piot Maximum Probability: 52.8% Maximum Contour 1100.0 S how Average 1,7 Failure Volume Redraw

Cu m ulative Distribution of Bench Widths 100 SO e

80

c e n

70 60 50

G e a e

40 30 20 10

46 Bench dth (m

ark consulting

HORMAZABAL, E., (2013): "BENCH BERM DESIGN USING PROBABILISTIC KEYBLOCK ANALYSIS". SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

ANALISIS CONFIGURACION BANCO BERMA

HORMAZABAL, E., (2013): “BENCH BERM DESIGN USING PROBABILISTIC KEYBLOCK ANALYSIS”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

VOLCAMIENTOS (TOPPLING)

b) Bloques

a) Flexión

c) Mixto

VOLCAMIENTOS (TOPPLING)

DESLIZAMIENTOS CIRCULARES

CAIDA DE BLOQUES

CAIDA DE BLOQUES

SIMULACIONES = 500 VEL. HORIZONTAL INICIAL = 1.5 (m/s) PRETIL = NO NRO. BLOQUES PASAN = 7

AFLORAMIENTO

RELLENO (PISO)

ROCSCIENCE (2002): ROCFALL CANADA.

V.4.0.

RISK ANALYSIS

OF

FAILINGS ROCKS

ON

STEEPS SLOPES.

CAIDA DE BLOQUES Failure volume reduces catch bench effectiveness Loss of crest due to failure accounted for Sensitivity to bench width and height rapidly assessed

Rockfall Distribution on Working Bench 700 600 500 400 300

1

Mi 7 7 s

200 100

7

«-? . ..7 .... ....? . «.1 t, ..1 ,..7,1 .. - 7, n .. t, .-(11 . ,--. , k -1 . ,e, Distance (m)

Failed Rock Loss of Crest

700

Working Bench

Catch Bench Effectiveness

SO

E 60 o_ 40 20

Eench No.

ark consulting

711-nIn:r

ESTERHUIZEN, E. (2004): "SBLOCK: USER GUIDE AND REFERENCE MANUAL.

CAIDA DE BLOQUES

GIBSON, W. (2013): “RFALL 3D : THREE DIMENSIONAL ROCK FALLANALYSIS PROGRAM.

CAIDA DE BLOQUES/MATERIAL DE MALA CALIDAD GEOTECNICA

ANALISIS A NIVEL INTERRAMPA

300 fo sl°Pe tos angles 1,2 40' 250

siope angles r

:loes area regllire addilional analysis

lar tos 1,5 30.

classiliGalois alune 35'

55'

20(1

SLOPE HEIGHT

60)

45'

65°

50

151]

70°

55`

(melles)

60°751 65° 70'

50—

miy

dalo

w

35 -10 45' 50 55 60" 65' 70° 75) ""s", 1(1 7[1 30 40 50 50 7 Ci 00 90 100 KKC/112 July 2001 /<ELC

Haines & Terbrugge chart for determining siope angle and siope height I

I

READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.

“Equivalent” Discontinuity (Failure “Plane”) “Equivalent” Discontinuity (Failure “Plane”)

Joint Set 1

Joint Set 1 Failure Surface

Failure Surface

Rock Bridge

Joint Set 2 Rock Bridge

READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.

Falla controlada por la Estructura Mayor

Falla controlada por el Macizo Rocoso

Falla controlada por Estructuras Menores o Joints

Puente de roca (“Rock Bridge”)

Estructura Mayor o Zona de Falla

READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.

ANALISIS A NIVEL GLOBAL

East wall failure (D15) at Cuajone Mine in 1999. HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

METODOS NUMERICOS 2D

DSE 42

Cross section through the DSE42 with the observed Failure Mechanism (2010).

HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

METODOS NUMERICOS 2D 25

PRISM 21 PRISM 37A PRISM 58 PRISM 60 PRISM 61

20

DISPL ACE MENT1 5 S (m)

01/07/09 01/09/09 01/11/09 01/01/10

LEVEL 3655

10

Total Displacement l mDi

5

0.00

01/07/10 01/09/10

0 2 6

2 01 4 /0 3/ 10

2 2

2 0

1 8

1 6

1 4

1 2

1 0

2.00

01/07/11

01/11/10 01/01/11 01/03/11 8

6

01/09/11 4

2

0

4.00 TIME

6.00

(MONTHS)

8.00 10.00

0

12.00 01/05/11

DAT E

14.00 16.00 18.00

01 /0 5/ 10

20.00 22.00 24.00

Calibration based on displacements registered on the sector prims. HORMAZABAL, E., VERAMENDI, R., BARRIOS, J., ZUÑIGA, G. & GONZALEZ, F. (2013): “SLOPE DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

METODOS NUMERICOS 2D A' A

0

0

Q da . Antigua

TR

ZONA INESTABLE D-42 (DH: 341m.)

TSA

SE-5

Corona de Zona Inestable D-42

CR

SE-44 f

Topografía Inicial Marzo-2010

3655

f Fallas Planares (Deslizantes)

RP ARG

3595

Desplazamiento Vt : 19m. SE-61

3595

SE- 21

Topografía Actual Julio-2011 Zona vulnerable de Caída de Rocas

Zona Deformada por Presión

Zona deAIR=31° Empotramiento (Trabazón) Falla Inversa (Toppling)

BA

SE-72

Plataforma de Contención de 30 m. de ancho en el Nv. 3340

Piezómetro H-45 Pala 04

Bx's

Fase 5

AIR=37°

BA

I nest able

f SE-37A

BA

LP

3 3 3 3 3 3

6 6 6 5 5 5

4 2 1 9 8 6

0 5 0 5 0 5

3550

SE-60

Desplazamiento Hz : 21m. SE-58 Material

ZONA INESTABLE D-42 (DV: 255m.)

3880 3865 3850 3835 3820 3805 3790 3775 3760 3745 3730 3715 3700 3685 3670

RP PROP

3 3 3 3 3

5 5 5 4 4

3 2 0 9 7

5 0 5 0 5

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

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

6 4 3 1 0 8 7 5 4 2 1 9 8 6 5 3 2

0 5 0 5 0 5 0 5 0 5 0 5 0 5 0 5 0

HORMAZABAL , E., V ERAMENDI , R., B ARRIOS , J., Z UÑIGA , G. & G ONZALEZ , F. (2013): DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

“SLOPE

METODOS NUMERICOS 2D

Critical SRF: 1.02

UG13

LEVEL 3690 TOPOGRAPHY 2010

UG14 UG15 UG3a UG4

LEVEL 3490 UG2a UG6

UG5 UG7 UG2b

Finite Element analysis of DSE42 failure indicating a FS = 1.02 with shear strength reduction approach and the deformed mesh. HORMAZABAL, VERAMENDI, BARRIOS, ZUÑIGA & GONZALEZ (2013): “SLOPE DESIGN AT CUAJONE PIT, PERU”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

METODOS NUMERICOS 3D

MANEJO DE RIESGOS GEOTECNICOS

=v*-- ark consulting

DIAGRAMA 'BOW-TIE'

(PRELIMINAR)

DUEÑO DEL RIESGO:

F E CHA:

ASUNTO DE RIESGO: (FUENTE DE RIESGO)

Plan de Producción

CAUSAS

IMPACTOS E VE NTO

1 Daño post tronadura

1 Daño a personas

2 Condición estructutal desfavorable

2 Daño a equipos

3

5 Condición hidrogeológica desfavorable

3 Pérdida de producción

Deslizamiento de Talud - Nivel de Banco (Open Pit)

Material de mala calidad geotécnica 4 Remate de bancos

CONTROLES PREVENTIVOS EXISTENTES

CONTROLES MITIGADORES EXISTENTES

6 Desviación al diseño geotécnico

4 5 6 7

7

F. POSIBILIDAD

9

F. SEVERIDAD

FATALIDADES

9

10

RRR

US$M

10

CONTROLES PREVENTIVOS EXISTENTES 1

Geotecnia

2,3

Geotecnia

Revisión tronadura de contorno

1

Geotecnia

Monitoreo hidrogeológico

5

Hidrogeología

Conciliación diseño geotécnico

6

Geotecnia

Mapeo de bancos

3

5

DUEÑO DEL CONTROL

todas

Inspección geotécnica

2

4

VÍNCULO A CAUSAS

MFL

8

8

CONTROLES MITIGADORES EXISTENTES 1 2 3 4 5 6

6 7

9

DUEÑO DEL CONTROL

Construcción de cordón de seguridad

1,2

Geotecnia

Demarcación de zona de seguridad

1,2

Geotecnia

Descarga de material. Limpieza de cajas (remate) y bermas

1,2

Geotecnia

Construcción de pretil en nivel inferior

1,2

Geotecnia

Talón (buttress) de material estéril

1,2

Geotecnia

Construcción de zanjas (control de bermas)

todas

Geotecnia

Precorte y/o tronadura de contorno

todas

Geotecnia

8

Inspección y monitoreo de grietas

todas

Geotecnia

9

Construcción de zanjas colectoras de aguas

todas

Hidrogeología Hidrogeología

7

8

VÍNCULO A IMPACTOS

10

10 Construcción de piscinas y bombeo

todas

11

11 Modificación de diseño

todas

Geotecnia

FECHA VENC.

DUEÑO DE LA TAREA

TAREAS PARA MEJORAMIENTO DE CONTROLES 1 2

FECHA VENC. DUEÑO DE LA TAREA

Enfatizar en informes o reportes los potenciales riesgos y su impacto.

Geotecnia

Mejorar registro y control de observaciones y/o recomendaciones realizadas en terreno (formulario de inspección)

Geotecnia

3 Revisión y actualización permanente de procedimientos y protocolos de trabajo 4 Mejorar identificación y evaluación de daño inducido por tronadura (factor de carga, medición de vibraciones

inducidas)

5 Actualización Modelo Geológico-Estructural-Geotécnico 6

Actualización Modelo Hidrogeológico. Mejorar caracterización hidrogeológica.

Geotecnia Geotecnia Geotecnia Hidrogeología

TAREAS PARA MEJORAMIENTO DE CONTROLES 1 Sistematización de la inspección, control y monitoreo de grietas y deformaciones (instrumentación 2

3 4

5 6

geotécnica)

Geotecnia

Sistematizar Análisis Rock Fall

Geotecnia

Implementar ficha geotécnica para análisis retrospectivo

Geotecnia

Considerar elementos de contención y soporte (mallas, barreras, pernos,etc)

Geotecnia

Mejorar y mantener estado de señalización Redefinir plan o programa de despresurización o drenaje

Geotecnia Hidrogeología

7 Sistematizar A.Cinemático, A. de Estabilidad, Diseño Banco Berma y Back Analisis.

Geotecnia

7

Mejorar control y cumplimiento de línea de programa

Geotecnia

8 Definir plan o programa de monitoreo hidrogeologico - geotecnico

Hidrogeología

8

Actualización permanente de Plano de Siniestralidad

Geotecnia

Geotecnia

9

Geotecnia

10

9 Sistematizar Conciliación de diseño geotécnico 10

Mejorar e implemetar sistema de análisis e interpretación de información obtenida

Ejemplos Planos de Siniestralidad Geotécnica ZONAS INESTABLES

Al

II II II 11 DESLIZAMIENTOS PLANARES DESLIZAMIENTOS TIPO CUNA

nr •

I4

41

--.1111

DESLIZAMIENTOS MIXTOS

"-------....,

-45

ESTRUCTURAS INESTABLES

A Deslizamiento por cuna

ti\

y Y -.....,,, ,' ...,....,

0

~ Deslizamiento planar

1

,

4-5# hi.....

10

Id* Ñ 1 N4. *No, ,,,,".‹..0.-.........

Deslizamiento con plano de relajacion Probable Deslizamiento

%.-,

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Ejemplos Planos de Siniestralidad Geotécnica

$lope SUIbiltht. Triºger LeVel

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1

Rer.t-k Ftwl.1RL ¡N,.d.dl14li1V1 111-1u

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Figure 2Í Ge otearla Itbazard rnap intetface that ghówn crack information

FIRMAN, WIRATNO, BARHRI & TIMBUL (2013): "A WEB-BASED GIS DECISION SUPPORT SYSTEM FOR SLOPE STABILITY MONITORING DATA INTERPRETATIONS AND VISUALISATION MANAGEMENT". SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

s rk consuiting

7_—c ndfiwi Slope Risk

koscienne Nonitoring 0.91.9 Syslern

Units o SuaidaT. e4 Wat lia.~1. • 01+0,1121 1:1.1.11d »U/AA: , i CLAK

. •

—

T

.

• 1 1 d 1 I L I

-

Manitoring blethod

Berm inspections (crack inspectiens) Manually read crack monrtors or surface extensometers

Low Risk

i

User Scanners

Mai So1.1.11».4:45)

Monlanng Frequency

frequer moni:oring cy (some can be liermed ir appropriate telemetry& alertsystems are in place

Indinometers

A Ir.0_,..3e1SIo

High Risk

. 1g Ni vai i l l a

1

,X NWALL.323

A NWAL.1.37/

"l 'alnitoriro)

Access te berms (installimai aten ante]

ACCe5.s te berma

(readm gs )(Velem etry Access to herrn% ( read in cis Wrelem atry

Manually read prisma

lniti al access to berms iristall targets)

ATS Prisma (Automated T'alai Stalion)

R quir. near real time

tel and alarma ( i.e.

Access to barms (install,maintenance)

.Nert Alarrn, Evacuate}

R.sk

A NWAL.,329

Access to berma a.

Automated 5w-rece extenso ni eters

A I c P _ y r ro J e n _ i

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Access to berma

Access to berms (readinosh

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-

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11111~1111=71 ESEEME ir-ti! C33 1,..11,11*•••fflOr4

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11,94.10•111.7 4.191a17612 Zi<1.00;la •-•1+1.96C7 WIlor717 1.14169611 171141,1 1,5a".1

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FigureK Exarnple ni prism inonitonng data viewed in GMDS. Note the red redangle whirh allowed the usertaselert a numher nf prisma srisually Fin the image

DE GRAAF & WESSELS (2013): "SLOPE MONITORING AND DATA VISUALISATION STATE—OF—THE—ART — ADVANCING TO RIO TINTO IRON ORES MINE OF THE FUTURE". SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

s rk consuiting

TABLA 28.1. NIVELES DE DAÑOS PRODUCIDOS POR VOLADURAS EN TALUDES ROCOSOS (Ashby, 1980) CONDICIONES OBSERVADAS EN EL TALUD NIVEL DE DAÑOS 1 LIGEROS

JUNTAS Y BLOQUES Juntas cerradas, material de relleno no movilizado.

2 MODERADOS Pequeñas juntas rellenas son abiertas, bloques aislados y juntas ligeramente desplazadas. 3 FUERTES

4 SEVEROS

Algunas juntas son abiertas y desplazadas.

Frente fracturado, juntas abiertas. Algunos bloques movilizados.

5 Bloques movilizados y agrieEXTREMOS tados. La voladura produce material fino.

srk consulting

ANGULO DE TALUD Y CONDICIONES DEL FRENTE > 75° Se ven las cañas de los barrenos de contorno.

> 65° El frente es suave, se ven algunas secciones de los barrenos. Pequeñas grietas. > 65° Pequeños descostramientos desde el frente. Se aprecian grietas radiales. > 55° Frente irregular, algunos descontramientos y grietas de sobreexcavación. 37° :-_,- 55' Frente muy irregular, fuertes descostramientos desde el frente. Gran sobreexcavación.

CONDICIONES DE EXCAVACION EN EL FRENTE

Excavación no practicable. Señales visibles de la excavadora en el frente en formaciones blandas. Señales de penetración de los dientes, pero excavación difícil.

Excavación factible con esfuerzo < 1,5 m.

Excavación factible. < 3 m.

Excavación bastante fácil. > 3 m.

Table 11.10: Blast evaluation components Design achievement (Df) Component (weighting) Assigned values Comments Borlan face Design 50 Achieved oyeran angla (50%) Design -3' 25 bonch face angle Design 10 relativa to design Design -10°

1.0

Bench width e. Design 40 Achieved average (40%) Design -1 m 35 bench width relative to Design -2 m 25 design Design -3 m 15 Design -5 m O

0 .4

0.8

Toe position On design 10 le design toe is being (10%) Design -1 m 8 achieved? Design - m 5 Design -3 m O

0.7

Face condition (Fc) Component (weighting) Assigned values Comments Half-barrels &3091). 20 if half-barrels only visible (20%) 70-80% 15 visible in lower part of 50-70% 12 bench reduce by 5-10 5 0- 60 % 8 p oi n ts 30-50% 5 10-30% 2 <10% 0 Intact rock <1/M3 15 Subjective evaluation, breakage >5/ rn3 0 interpolate between (15%) 0-15

Geometry achieved Face condition requires attention

0.6

Des ign Fac tor (Fd)

0.5 0.4

Unacceptable results

0.3

Good face conditions Geometry unacceptable

0.2 0.1

Open joints All closed -10 10 Subjective evaluation, (10%) Many open - O 0 interpolate 0-10 Loose material No blocks 20 Assess in termo of on face (20%) Few small blocks 15 rockfall hazard Larga bhocks 10 Many blocks O Face prafile Straight 20 Shape of face and (20%) Hard toe 10 basic for variations Overhang crest 5 Irregular face O

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0/

Face Condition (Fc)

Crest Achieved 15 For lacee rock on crest condition(15%) <1 m lose 12 deduct 0-5 points 1-2 m loss 10 more 2-3 m loes 5 >3 m loss O

ark consulting

READ & STACEY (2009): "GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN".

Slight blast damage No visible blast damage READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.

Moderate blast damage Severe blast damage READ & STACEY (2009): “GUIDELINES FOR OPEN PIT SLOPE DESIGN”.

DE GRAAF & ETCHELLS (2013): “BLAST INDUCED DAMAGE MECHANISM ON FINAL WALLS AND BLASTING METHODS TO MINIMISE DAMAGE”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

View of the slope of a mine in northern Chile, where pre-splitting has been successfully used to achieve better bench face conditions and reduce the rockfall risk.

KARZULOVIC A.& SEPULVEDA, R. (2007): “OPEN PIT PROBLEMS IN ENGINEERING PRACTICE”. SLOPE STABILITY 2007, PERTH, AUSTRALIA.

Double benches achieved using controlled blasting in Phase 2H at Carmen de Andcollo current pit.

HORMAZABAL, E., TAPIA, M., FUENZALIDA, R. & ZUÑIGA, G. (2011): “SLOPE OPTIMIZATION FOR THE HYPOGENE PROJECT AT CARMEN DE ANDACOLLO PIT, CHILE”. SLOPE STABILITY 2011, VANCOUVER, CANADA.

View of the current North wall of Pancho pit. Detail of the well groomed double benches achieved using controlled blasting (6×6×10 m, Ø 9 7/8“and pre-shearing Ø 5 1/2“)

HORMAZABAL, E., ALMARZA, C., & PIZARRO E. (2011): “SLOPE DESIGN CHILE”. SLOPE STABILITY 2011, VANCOUVER, CANADA.

FOR

MARICUNGA MINE

IN

Regular and well-groomed bench faces resulting from good perimeter blasting usingpre-splitting at Zaldivar mine, northern Chile. HOEK, E., READ, J., KARZULOVIC, A., & CHEN, Z (2000): “ROCK SLOPES IN CIVIL AND MINING ENGINEERING”. W. A. Hustrulid, M. K. McCarter, and D. J. A. Van Zyl, Eds. Littleton, Colorado: SME.

Irregular and damaged bench faces resultingfrom poor blasting in open pit mining.

HOEK, E., READ, J., KARZULOVIC, A., & CHEN, Z (2000): “ROCK SLOPES IN CIVIL AND MINING ENGINEERING”. W. A. Hustrulid, M. K. McCarter, and D. J. A. Van Zyl, Eds. Littleton, Colorado: SME.

The advantages ofgood quality blasting have been lost due to the damage caused by the shovel. KARZULOVIC, A. (2003): “THE IMPORTANCE OF ROCK SLOPE ENGINEERING IN OPEN PIT MINING BUSINESS OPTIMIZATION”. In Lacerda,Ehrlich, Fontoura & Sayao (eds.) Landslides: Evaluation and Stabilization. pp. 443-456. London: Taylor & Francis.

CONSIDERACIONES OPERACIONALES

=v*-- ark consulting

Sector affected by cracks in the upperpart of the West wall of Ujina pit, in August 1999.

West wall of Ujina pit after the stabilization of the sector affected by the slope failure ofFebruary 2000.

KARZULOVIC, A. (2003): “THE IMPORTANCE OF ROCK SLOPE ENGINEERING IN OPEN PIT MINING BUSINESS OPTIMIZATION”. In Lacerda,Ehrlich, Fontoura & Sayao (eds.) Landslides: Evaluation and Stabilization. pp. 443-456. London: Taylor & Francis.

FAILED SLOPE

RETAINING DIKES

Example of the use of 15 m high retaining dikes in a mine in northern Chile: overall view of the failed slope and retaining dikes KARZULOVIC A.& SEPULVEDA, R. (2007): “OPEN PIT PROBLEMS IN ENGINEERING PRACTICE”. SLOPE STABILITY 2007, PERTH, AUSTRALIA.

Buttress of dumped rock used to stabilize a potentially unstable slope in an open pit mine in northern Chile. Failed benches can be seen in the upper part of the slope, and in the middle of the slope the crest of the buttress can be seem.

KARZULOVIC A.& SEPULVEDA, R. (2007): “OPEN PIT PROBLEMS IN ENGINEERING PRACTICE”. SLOPE STABILITY 2007, PERTH, AUSTRALIA.

Front view of the slide of February 21st, 2002, at the West wall of Chuquicamata. CALDERÓN, A., CATALÁN, A. & KARZULOVIC, A. (2003): “MANAGEMENT OFA 15X106 TONS SLOPE FAILURE AT CHUQUICAMATA MINE, CHILE”. PROCEEDING OF THE 41TH U.S. ROCK MECHANICS SYMPOSIUM. PAPER NO. 06-1145. D.P YALE ETAL. (ED.). ARMA.

=kyto--

srk consulting

HUTCHISON, MACQUEEN, DOLTING & MORRISON (2013): “DRAPE MESH PROTECTION AT THE SAVAGE RIVER MINE, TASMANIA”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.

AUSCULTACION GEOTECNICA

Y ark consulting

Structure maps Structure sets

·Orientations from traces, faces ·Trace length – persistence ·Termination ·Coordinates, distances, areas ·Scan lines ·Roughness profiles

RADAR

BETH, M., & AUDIGE, E. (2013): “BENEFITS OF INTEGRATED SENSOR DATA MANAGEMENT IN SLOPE STABILITY MONITORING”. SLOPE STABILITY 2013, BRISBANE, AUSTRALIA.