Arte Voladura McKenzie

1

ESTADO DEL ARTE DE LA TRONADURA

por Dr. Cameron McKenzie para Enaex S.A. (Gerencia Técnica)

Santiago, Noviembre de 1994

2 TERMINOLOGIA DE LA TRONADURA El propósito de esta sección es presentar la terminología que se usará en el resto del manual, y luego revisar la teoría básica detrás de la tronadura. Es importante establecer los conceptos teóricos primero, ya que a estos se referirá en discusiones posteriores sobre diseños, modelamiento, monitoreo, funcionamiento del explosivo, etc. Los términos comúnmente usados en tronadura se listan alfabéticamente, y explicados, cuando sea necesario, con ecuaciones, ejemplos o diagramas. Acoplamiento. Se refiere al grado de intimidad entre el explosivo en un pozo y la roca que lo rodea. Cuando el diámetro del explosivo es menor que el del pozo, se dice que la carga está desacoplada, con la relación de desacople definido como la razón entre el volumen de la carga al volumen del pozo. Los explosivos cargados a granel tienen un factor de acoplamiento igual a 1. Algunos autores definen la razón de acoplamiento como la razón de diámetro de la carga al del pozo.

fc =

2 d exp lexp 2 d hoyo lhoyo

(1)

donde fc es la razón de acoplamiento (o desacoplamiento) y d es el diámetro, l es el largo y los subscriptos exp y hoyo se refieren al explosivo y al pozo. Acuageles. Son explosivos diseñados específicamente para mejorar la resistencia al agua y la potencia en volumen del ANFO, y consiste en una solución acuosa saturada de nitrato de amonio y otros nitratos y contiene también combustibles y cantidades adicionales de nitritos en suspensión. La reología de la mezcla es controlada por espesadores (por ej. goma de guar) para ajustar la viscosidad de la mezcla, y entrelazadores (bórax por ej.), para proveer la consistencia de “gelatina” y resistencia al agua. Los nitratos frecuentemente incluirán nitratos de amina orgánicos. El acuagel contiene agentes sensibilizadores tales como el TNT, perclorato de amonio, además de burbujas de aire finamente dispersas, o micro esferas de vidrio, que generalmente se agregan durante la fabricación del explosivo. Algunos acuageles se fabrican usando nitratos de hexamina para proveer tanto energía adicional a la reacción de la detonación como una fuente de combustible para el nitrato de amonio oxidante. El acuagel tiene una consistencia distintiva de gelatina mientras que las emulsiones usualmente tienen la consistencia de mayonesa (emulsiones a granel), o masilla (emulsiones encartuchadas).

Angulo de fricción. El ángulo de fricción es la pendiente del esfuerzo de corte relacionado con el esfuerzo normal. El ángulo de fricción fuerza de corte,

τ

φ , y la cohesión c se relacionan al esfuerzo normal σ

,y

; por la ecuación:

τ = c + σ * Tanφ

(2)

Vea también Cohesión, y Figura 1.1. Balance de oxígeno. Ésta es la cantidad de oxígeno, expresada en por ciento del peso, liberada como un resultado de la conversión completa del material explosivo a CO2, H20, SO2, AlO2, etc. (balance de oxígeno "positivo"). Si hay oxígeno insuficiente para la reacción completa de la oxidación se dice que el compuesto tiene un balance de oxígeno negativo. Los explosivos comerciales deben tener un

3 balance de oxígeno cerca de cero para minimizar la cantidad de gases tóxicos, particularmente monóxido de carbono y gases nitrosos que están presentes en los humos. Burden y burden efectivo. El burden de un pozo se refiere a la dimensión lineal entre el pozo y la cara libre y se mide perpendicular a la dirección de la línea de pozos que constituyen una fila (figura 1.2). El término burden generalmente se refiere al burden perforado, significando que la dimensión lineal se hace a la cara libre existente del banco. El término burden efectivo se refiere a la dimensión lineal entre el pozo y la posición de la cara libre más cercana al tiempo de la detonación del pozo, y toma en consideración la dirección de la iniciación. Para una malla equilátera de pozos, el burden es igual a 0.87 veces el espaciamiento. Para una malla equilátera con iniciación V1, el burden efectivo es igual a 0.29 veces el espaciamiento. Campo cercano. Un término que describe vibraciones cerca de una columna larga de explosivo Generalmente, cuando se están tan cerca como aproximadamente 5 longitudes de la carga a una columna de explosivo, los niveles de vibración es llamado de campo cercano, y requiere la aplicación de ecuaciones complejas para la predicción. En el campo cercano es probable que se dañe la roca por la iniciación de fracturas frescas, y por la dilatación de fracturas existentes. Campo lejano. Un término que se usa en este texto para describir la distancia a que el nivel de vibración se puede describir por la ecuación convencional del peso de la carga escalar (elevada a una potencia). En esta región el comportamiento de la onda vibracional se puede tomar como elástica o inelástica. A distancias más cercanas al hoyo de tronadura (campo cercano), los niveles de vibración tienen que describirse usando ecuaciones complejas que toman en consideración la longitud de la columna del explosivo y no se pueden describir usando ecuaciones de elasticidad. En el campo lejano el daño a las estructuras rocosas se espera que ocurra principalmente por deslizamiento inducido por la vibración a lo largo de las superficies de las diaclasas existentes. Cohesión. La cohesión de una diaclasa es el esfuerzo de corte requerido para causar el deslizamiento de bloques en cualquier lado de la diaclasa a esfuerzo normal cero, y refleja por lo tanto, la rugosidad de la superficie de la diaclasa. Figura 1.1 Ver también Angulo de fricción. Concentración de la Carga lineal. La concentración de explosivo, medida en kg/m, a lo largo de una hoyo de tronadura. El término puede ser independiente de diámetro del pozo (por explosivos desacoplados), o dependiente del diámetro (cargas totalmente acopladas). En este manual el símbolo usado es γ . Cristalización. Se usa para referirse al proceso de crecimiento de cristales dentro de la solución acuosa de sal en una emulsión explosiva. La cristalización causa un cambio considerable a la reología y textura de una emulsión, y a su sensibilidad y última performance. Decibeles. El decibel es una unidad usada para medir los niveles de presión del sonido de una tronadura. El decibelio es una unidad relativa, que mide los niveles de presión del sonido, Pmeas, usualmente comparado con el nivel de referencia, Po de 20 micro Pascales. El decibelio, relacionado los niveles de presión de sonido, se define como:

P db = 20 * log10 *  meas  P0

  

(3)

Deflagración. Los materiales del explosivo a menudo se descomponen a rapidez mucho menor que la velocidad del sonido del material sin ningún acceso a oxígeno atmosférico. Esto es una deflagración, y es propagado por la liberación del calor de reacción, y la dirección de flujo de los productos de la reacción es opuesta al de la detonación. En algunos casos la deflagración puede

4 convertirse en una reacción de detonación, por ej. el incidente de la ciudad de Texas en 1947 en que 3180 ton. de nitrato de amonio explotaron después de arder por varias horas. Desacoplamiento. El desacoplamiento se refiere a la práctica de usar una carga de diámetro más pequeño que la del hoyo de tronadura en que se pone. La reducción en diámetro sirve primero al propósito de reducir la presión efectiva de la detonación (daño reducido), con reducción de la presión peak de hoyo. La reducción en presión es mayor que la estimada en virtud de la razón de desacople debido al efecto de confinamiento reducido en la velocidad de detonación (VOD) del explosivo, y la dependencia de presión de la detonación en la VOD. La ec. 4 se usa para definir la razón de desacople.

Diámetro crítico. El diámetro crítico es el diámetro mínimo al cual una carga explosiva todavía puede detonar. Inclusiones de gas finamente dispersas reducen considerablemente el diámetro crítico de un explosivo. El diámetro crítico puede ser bastante grande (aprox. 125 mm) para muchas emulsiones a granel y productos acuagel. Distancia de separación. Se refiere a la distancia entre una línea de hoyo de tronadura del perímetro y la fila inmediatamente adyacente de hoyos de tronadura como se indica en Figura 1.3. Distancia escalar es un factor que relaciona efectos de tronadura similares de cargas de distintos tamaño del mismo explosivo a variadas distancias. Se obtiene al dividir la distancia en cuestión por una raíz exponencial del peso del explosivo. Más frecuentemente, la raíz exponencial es ½, pero se han utilizado valores del orden de 0.3 a 0.5. Efecto de iniciación. El efecto de iniciación de un reforzador describe el desacople efectivo y reducción efectiva de la presión de detonación, que ocurre cuando se pone un reforzador en un pozo de diámetro más grande que el propio. El efecto del desacople se describe términos de Acoplamiento y Desacoplamiento, y se usan ecuaciones para calcular la presión de detonación desacoplada del iniciador. Se está de acuerdo generalmente que la presión de detonación del iniciador desacoplado debe exceder la presión de detonación de régimen del explosivo para alcanzar detonación efectiva de la columna. 2 Pd = f c1.2 * 0.25 * ρ iniciador * VODiniciador

donde

ρ

(4)

y VOD es la densidad y velocidad de detonación del iniciador, y fc es la relación del

acoplamiento. Emulsión. Explosivos de emulsión basados en una "emulsión agua-en aceite" se forman de una solución saturada de nitrato y una fase de aceite mineral. Están normalmente sensibilizadas por burbujas de gas finamente dispersas (después de la adición de un agente gasificador en el collar del hoyo de tronadura), o por adición de micro esferas de vidrio (usualmente durante la fabricación de la emulsión). Antes de la adición de los sensibilizantes, las emulsiones son normalmente clasificadas como agentes oxidantes, e incapaces de detonar. Las emulsiones pueden ser balanceadas en oxígeno o pueden tener un balance de oxígeno positivo. Energía de burbuja. O energía de levantamiento, se define como el trabajo útil realizado por un explosivo después que la roca ha estado sujeta a la energía de choque inicial. A la energía de burbuja se le considera responsable del desplazamiento de la roca después de fracturarse. Se mide en la prueba submarina de energía y se calcula de acuerdo a la ecuación (figura 1.4):

5

Eb = 0.684 * P

2.5 h

*t * ρ 3

−1.5 w

(5)

donde Eb es la energía de burbuja, Ph es la presión hidrostática a la profundidad de la carga, t es el período de tiempo entre el pulso de choque y la primera implosión de burbuja y

ρ w es la densidad

del agua. Ver también Energía de choque. Energía de choque. Se determina en la prueba de la energía submarina y se define en tronadura como la energía usada para expandir el hoyo de tronadura a un equilibrio estable, Figura 1.4. Se calcula de los tiempos de pulso de presión inicial registrados por transductores de presión localizados en el agua cerca de las cargas detonantes según la ecuación:

Es =

4π * R 2 * ρ w * Cw

6.7φ

∫ P dt 2

(6)

0

donde R es la distancia desde la carga a los medidores de presión,

ρ w es la densidad del agua, C, es

la velocidad del sonido en el agua; P(t) es la forma de la onda presión tiempo y

φ

es el tiempo

constante de la curva de choque. Espaciamiento, espaciamiento efectivo. El espaciamiento para un hoyo de tronadura se refiere a la dimensión lineal entre hoyos de tronadura adyacentes que forman una fila, y se mide usualmente paralelo a la cara libre. El término usualmente se refiere al espaciamiento de la perforación. El término espaciamiento efectivo se refiere a la dimensión lineal entre hoyos que detonan sucesivamente, y toma en consideración la dirección de la cara libre. Ver Figura 1.2. Estabilidad. Se usa el término estabilidad generalmente con respecto a los explosivos emulsión y acuagel y se refiere al tiempo que un producto explosivo puede quedar en un hoyo de tronadura sin que ocurra un cambio en la composición química o física. Fabricantes proveen "tiempos de residencia" de manera que no ocurran pérdidas significativas de energía en la tronadura.

Explosivos aluminizados. Son explosivos compuestos a los cuales se les adiciona aluminio en polvo de diferente granulometría. El aluminio se añade para potenciar la energía efectiva del explosivo, en virtud del alto calor de formación del óxido de aluminio que se produce durante la reacción de detonación. El aluminio no aumenta el volumen de gas producido, al contrario, disminuye al atrapar algo del oxígeno. El aluminio actúa como un combustible en la reacción y su uso debe estar acompañado por la reducción de otro componente combustible (por ej., petróleo). El aluminio aumenta la performance al elevar la temperatura de reacción, aumentando por lo tanto la presión peak de hoyo y aumentando la velocidad de desplazamiento del burden. El aluminio en polvo se añade hasta un 10% en peso a los explosivos a granel. No aumenta la velocidad de detonación de un explosivo y puede causar su reducción. La granulometría del aluminio en polvo es el principal factor que influye en su efectividad al mejorar la performance del explosivo. Partículas más finas reaccionan más rápidamente y más completamente y tienen un mayor impacto que las más gruesas.

Explosivos primarios Un explosivo que detona por ignición simple de medios tales como chispas, llamas, impacto, y otras fuentes primarias de calor. Explosivos Primarios incluyen aquellos que se hallan en detonadores, cordón detonante, e iniciadores.

6 Explosivo secundarios son explosivos en que la detonación es iniciada por el impacto de la detonación de un explosivo inicial (primario). Esta definición incluye todo explosivos usado en tronadura de la roca. Materiales insensibles tales como nitrato del amonio se clasifican como explosivos terciarios. Explosivos slurries. Vea acuagel. Factor de carga. Éste es el término usado para describir la cantidad de explosivo usado para romper un volumen o peso unitario de roca, El término tiene por eso las unidades de kg/m3 o kg/ton. Algunos también toman en cuenta la potencia en peso de explosivo para expresar el peso de explosivo como equivalente a la potencia en peso equivalente al ANFO, o sea, Wteff = Wt* potencia en peso relativa. Otro usuarios prefieren usar un término inverso del factor de la carga, para describir el peso de roca quebrada por unidad de peso de explosivo (ton/kg).

Factor de energía. Este término es similar al Factor de carga, pero la energía del explosivo se expresa como una relación al peso o volumen de roca quebrada (o sea. MJ/m3 o MJ/ton). El factor de Energía es por eso el producto de Factor de la Carga y la potencia en Peso. Grado de Fijación. El grado de fijación se refiere al grado de confinamiento de la carga explosiva en el hoyo de tronadura, el que es influido por el número de caras libres, el ángulo de abertura a las caras disponibles libres, y a la resistencia de la roca circundante. Langefors & Kihlstrom (1978) indican que para un hoyo de tronadura vertical con pasadura normal, el grado de fijación es la unidad, decreciendo a 0.85 a medida que la inclinación del pozo aumenta a 180. Dependiendo de la aplicación, el grado de fijación puede variar de 0.5 a 2.0, Figura 1.5. Se usan valores de 1.5 a 2 en tronaduras en túnel, con valores de 0.5 a 0.75 en hoyos de tronadura con una base libre (e. g. pozos sin pasadura). Impedancia. La impedancia de un explosivo es el producto de su densidad y velocidad de detonación. Idealmente los explosivos deben tener la misma impedancia que la roca (impedancia de la roca es el producto de la onda P y densidad) que se va a fragmentar, para efectuar la máxima transferencia de energía desde el hoyo de tronadura a la masa rocosa.

Iniciación lateral. Iniciación lateral ocurre cuando una columna de explosivo detona radialmente en el hoyo de tronadura en lugar de a lo largo. A causa de la distancia requerida para alcanzar la VOD de régimen, los explosivos con iniciación lateral producen una cantidad reducida de energía de choque, y se usa a veces para controlar el daño y sobre quebradura en condiciones sensibles. Vea también Trazado Iniciadores y reforzadores son ambos sistemas de explosivo de alta potencia, consiste generalmente de iniciador de pentolita o un cartucho de emulsión o explosivo basado en nitroglicerina. El término iniciador se usa para designar la carga que inicia a la columna, mientras que el término "reforzador" se usa para designar un aditivo a la columna para mantener una velocidad alta de detonación en el explosivo. Para que el iniciador detone, la columna de explosivo en que se sumerge debe generar suficiente energía de choque para comenzar una detonación a través de la sección completa de la columna del explosivo. Potencia en peso & potencia en Peso Relativa. La potencia en peso se refiere al rendimiento de la energía de un peso conocido de explosivo, y tiene las unidades de energía por unidad de peso (MJ/ kg). La potencia en peso relativa se refiere al rendimiento de la energía de un explosivo expresado como un porcentaje del rendimiento de la energía del mismo peso de ANFO. El método más fiable

7 para estimar la potencia del explosivo es a través del uso de softwares computacionales para calcular la curva presión-tiempo para los productos de la detonación, ya que este es el mejor método para estimar la "energía disponible". La potencia en peso relativa efectiva es un término para estimar la energía relativa disponible en la reacción de la detonación hasta que los gases se disipan a la atmósfera. Ver también potencia en volumen & potencia en volumen relativa. Potencia en volumen y potencia relativa en volumen. La potencia en volumen se refiere a la energía producida por un volumen de explosivo. La potencia relativa se refiere a la energía producida por un explosivo expresada como un porcentaje de la energía producida por un volumen igual de ANFO. La forma más confiable de evaluar la potencia de un explosivo es a través del uso de códigos de computación para evaluar la curva presión-tiempo para los productos de la detonación, ya que este es el mejor método para evaluar la energía disponible. La potencia relativa en volumen efectiva es un término usado para estimar la energía disponible relativa en la reacción de detonación hasta que los gases en expansión se disipen a la atmósfera. La potencia relativa en volumen (RBS) se relaciona a la potencia relativa en peso (RWS) por la ecuación:

RBS = RWS * donde

ρ exp ρ anfo

(7)

ρ exp y ρ anfo se refieren a las densidades del explosivo y del ANFO respectivamente.

Ver también Potencia en peso y Potencia relativa en peso. Presión de detonación. La presión de la detonación es la presión que ocurre dentro de la zona primaria de reacción que está limitada en un lado por el frente de choque y en el otro lado por el plano de Chapman Jouguet (C-J) (figura 1.6). Detrás del plano C-J, están los productos de la reacción, y aún algunos productos todavía sufren reacción, que ejercen una presión menor, conocida como la presión de explosión, o presión peak de hoyo. Presión de la detonación es usualmente una cantidad calculada basada en la densidad de explosivo ( ρ ) y el VOD del explosivo ( VOD ), y exp

exp

normalmente se calcula de la ecuación: 2 Pd = 0.25 * ρ exp * VODexp

(8)

Generalmente se considera a la presión de detonación responsable del fracturamiento de la roca alrededor del hoyo de tronadura. Rocas masivas de resistencia alta, usualmente requieren una presión de detonación alta para una fragmentación óptima. Presión de la explosión. Vea Presión peak de hoyo de tronadura. Presión peak de hoyo, o Presión de Explosión, se usa para referirse a la presión peak desarrollada detrás de la zona de reacción primaria en la columna del explosivo. La presión peak de hoyo generalmente es aproximadamente un 45% de la presión de detonación. Es la presión peak de hoyo la que se considera que produce el esfuerzo para levantar el burden, y dilatación de fracturas en la masa rocosa que rodea un hoyo de tronadura. Proyección de rocas. Es el desplazamiento indeseado de roca de un área de la tronadura. Es importante señalar que un buen diseño minimizará la ocurrencia de proyección, pero no puede garantizar la eliminación de ella. No se debe permitir que las rocas salgan del área de la tronadura, y en situaciones de tronaduras en banco bien controlada usualmente la proyección no es más que aproximadamente 5 veces la altura del banco. La proyección puede ser causada por sobre

8 confinamiento de cargas, o sobrecarga debido a la presencia de cavidades o fracturas abiertas en la roca. Razón de carga. Este es un término que describe la distribución vertical de explosivo en un banco y es igual a la razón del largo de la carga sobre el piso del banco (o sea el largo de la carga – pasadura) a la altura del banco. Para diámetros grandes de pozos, esta relación puede ser pequeña, con una proporción grande de explosivo localizado debajo el piso, en la pasadura. Bajo estas condiciones es difícil lograr una fragmentación uniforme. Razón de rigidez. Es un término que describe la influencia de la geometría del disparo en el estado de confinamiento de una columna de explosivo, y se toma como la razón entre la altura del banco y el burden. Se sabe bien que la longitud de un hoyo de tronadura tiene una gran influencia en la cantidad de burden, que se puede romper aún para diámetros de pozo constantes. Pozos largos quiebran un burden fijo más fácilmente que pozos cortos y observaciones prácticas sugieren una longitud óptima de hoyo de alrededor de 3 a 4 veces el burden. El óptimo representa un equilibrio entre la fragmentación mejorada de pozos más largos, y el aumento de la desviación en la perforación de los pozos largos.

Resistencia al agua. La resistencia al agua de los explosivos varía extensamente según la composición del explosivo, y el empaquetamiento del explosivo. Los explosivos con nitrato de amonio/ petróleo (ANFO) tienen una resistencia al agua muy pobre, ya que el nitrato del amonio es soluble en agua. El efecto del agua en la performance del explosivo es reducir la sensibilidad del explosivo, reduce la eficacia de reacción, y reduce la energía de reacción. Se acompaña la presencia de agua en el hoyo de tronadura frecuentemente por la generación de humo tóxico naranja o café. Finalmente, se puede reducir la sensibilidad al punto donde el producto no detonará. Explosivos comunes comerciales no son a prueba de agua, ellos tienen sólo calidades de resistencia al agua. La resistencia al agua se rankea cualitativamente usando términos tales como malo, regular, bueno o excelente. Usualmente la resistencia al agua se clasifica para agua estática. Cuando el agua fluye por el hoyo de tronadura (agua dinámica), se agrega resistencia encartuchando el explosivo. Secuencia de la iniciación. Se describe frecuentemente en términos de VO, V1, V2, etc. El uso del descriptor "V' se adopta como una anotación para describir la orientación aproximada de la cara libre expuesta por los hoyos de tronadura al detonar. Los tipos diferentes de "V" se perfilan en Figura 1.6 Sensibilizantes & Sensibilidad. Sensibilizantes son aditivos para explosivos a granel que se requieren para que la formulación detone más fácilmente. Los más comunes son la nitroglicerina, TNT, micro esferas, aluminio, nitrato de hexamina, ceniza liviana o carbón en polvo fino, y cualquiera agente reducidor. La sensibilidad se usa para describir la facilidad con que se puede detonar un explosivo, y finalmente determina el diámetro del pozo mínimo; o diámetro del cartucho mínimo que se puede usar. La sensibilidad de un explosivo usualmente se describe en cuanto al tamaño del iniciador requerido para efectuar una detonación óptima, y varía desde la sensibilidad a un detonador hasta un iniciador. Sobre presión. Es el término usado para describir las fluctuaciones de las presiones dinámicas creadas en el aire por la tronadura. Se usa este término en preferencia a "ruido" ya que también incluye frecuencias de perturbación, que son inaudibles. Se mide usando una función lineal mientras que el "ruido" se mide usando una función “A”. Taco de aire. Este término se usa para describir la combinación de una columna explosiva y una sección vacía no cargada del pozo (Figura 1.8). El taco de aire se usa para reducir el impacto de una columna explosiva en la roca adyacente, y al mismo tiempo para extender la región de influencia del explosivo sobre la parte superior de él. La presencia de un taco de aire reduce la presión peak efectiva de hoyo, Pb* de acuerdo a la ecuación:

9

Pb* = f c1.2 * Pb

(9)

donde fc es la relación de acoplamiento, y Pb es la presión peak de hoyo para el explosivo cuando está acoplado totalmente. Taco superior & taco intermedio. Taco superior es el material inerte añadido en la cima del hoyo de tronadura para efectuar el confinamiento de los gases de la explosión y prevenir una proyección y sobre presión excesiva. El taco intermedio se añade a la columna del explosivo para reducir deliberadamente la cantidad de explosivo contenido en un hoyo de tronadura. Se agrega taco intermedio en aquellas posiciones en el hoyo de tronadura donde la roca circundante es lo suficientemente débil como para no requerir un quebrantamiento adicional. Vea Figura 1.9. Trazado. Trazado se refiere a la práctica de insertar una línea de cordón detonante dentro de un hoyo cargado. El efecto deseado es promover la insensibilización de una porción del explosivo, o causar iniciación lateral del explosivo. Ambos efectos causan una disminución del rendimiento de la energía de choque del explosivo, como consecuencia de esto provee algo de alivio a la roca en cuanto a daño inducido. Tronadura de tacos intermedios. Éste es un término usado cuando una columna larga de explosivo es reemplazada por varias unidades de carga más pequeñas, con cada unidad separada por material inerte tal como el taco superior. Usualmente, el taco intermedio se practica para reducir el peso de explosivo por retardo, requiriendo que las cargas separadas sean independientes con diferentes retardos. VeIocidad de Detonación. Velocidad de detonación (VOD) es una medida de la razón a que la reacción de la detonación procede por la columna del explosivo. Típicamente, el VOD variará de alrededor de 3000 m/ s para ANFO en hoyos de tronadura de diámetros pequeños a alrededor de 6000 m/ s para emulsión y acuagel en hoyos de tronadura de diámetros más grandes. Se considera un indicador del potencial de fragmentación de un explosivo, con el potencial creciente para un VOD creciente. La relación entre la presión de detonación, Pd y la VOD está dada por la ec. (8). Varios autores han sugerido que cuando se reduce el VOD, también se reduce la fracción de energía de la onda de choque fc de acuerdo a la relación:

VODact  f =   VODss 

2

(10)

La velocidad de detonación es considerada por muchos el mejor "barómetro" para estimar la performance y consistencia de formulaciones de explosivo a granel, pero no es, en sí mismo, una medida de la energía total disponible del explosivo. Velocidad peak de Partícula & Velocidad de la onda P. La Velocidad peak de partícula (PPV) se refiere a la velocidad de movimiento de partículas individuales dentro de la masa rocosa como una vibración u onda de choque que se propaga por la roca. Estas partículas se pueden mover sólo en cantidades pequeñas en 3 dimensiones, de manera que se pueden medir velocidades peak de partícula en 3 direcciones ortogonales. El PPV medido en cualquiera ubicación es una función de la energía en la fuente de vibración, la distancia desde la fuente, y las características de la atenuación de la roca. La velocidad de la onda P, Vp, es una medida de la velocidad de propagación de la roca, y es independiente de la fuente de vibración. La velocidad de la onda P es controlada por la roca y

10 propiedades estructurales del medio. PPV y Vp, se relacionan en un medio elástico, homogéneo según la ecuación:

ε= donde

ε

PPV Vp

es el nivel de deformación inducida dinámica en la roca

(11)

11 2.

TEORIA DE TRONADURA.

2.1.

GENERAL.

Los explosivos están hechos de oxidantes y combustibles en una mezcla meta estable. Dándoles un estímulo suficiente, se descomponen violentamente liberando una gran cantidad de energía que llega a ser útil para quebrar la roca. En la mayoría de los explosivos comerciales, los oxidantes son principalmente nitratos, siendo el nitrato de amonio el material básico de fabricación. Otros nitratos comúnmente usados incluyen el de sodio, calcio, potasio y aún algunos inorgánicos tales como aminas y hexaminas. Los combustibles básicos para un explosivo incluyen el C y el H, ya que estos reaccionan con el O para liberar grandes cantidades de energía. La mayoría de los combustibles son hidrocarburos que tienen una estructura básica de CH2. En general, hay dos tipos de explosivos: los moleculares y los compuestos. Los moleculares tienen O y combustible dentro de las mismas moléculas; tienen la ventaja que los oxidantes y combustibles están en contacto íntimo, de manera que la reacción se lleva a cabo extremadamente rápida, y generalmente es completa. El trinitrotolueno (TNT) es un ejemplo de un explosivo molecular. Los explosivos compuestos tienen oxidantes y combustibles en diferentes moléculas o en diferentes compuestos. Debido a que el combustible y el oxidante están muy separados relativamente, la reacción de descomposición se lleva a cabo mucho más lentamente que en un explosivo molecular. El ANFO, las emulsiones y los acuageles son todos ejemplos de explosivos compuestos, aunque, estrictamente hablando, ellos son un sistema híbrido ya que el nitrato de amonio contiene tanto combustible (H) y O en asociación molecular, en adición al combustible separado contenido en el petróleo. Dos aspectos importantes de la formulación de un explosivo son el tamaño de las partículas involucradas en la reacción y la cantidad de espacio libre de huecos en la formulación. En su estado normal, el petróleo no se absorbe en la superficie del nitrato de amonio. Cuando se muele lo suficientemente fino, el área superficial llega a ser lo suficientemente grande y el petróleo puede formar un fino recubrimiento sobre el polvo, lo suficiente para permitir y sostener la reacción de descomposición. Pero el polvo del nitrato de amonio es difícil de manejar de manera que se desarrolló un prill poroso. El prill consiste de un caparazón de cristal con el espacio entre cristales semejando poros o capilares. Cuando se mezcla con petróleo, éste penetra el prill por acción capilar. El grado de intimidad de la mezcla de petróleo dentro del prill está algo influenciado por el diámetro del prill: pequeños prills proporcionan una distribución más uniforme que prills grandes. Típicamente, el prill grado explosivo tiene un rango de tamaño desde 1 mm a 3 mm, estando el grueso del material entre 1 a 2 mm de diámetro. El concepto de espacio libre es particularmente importante en los explosivos compuestos. El espacio libre o hueco en un explosivo parece servir dos propósitos. Primeramente el espacio permite que el oxidante y el combustible se muevan juntos. Si la densidad en volumen de la formulación es muy grande, el movimiento de los componentes es impedido y la reacción se detendrá. En segundo lugar el espacio libre proporcionará un mecanismo para la generación de “puntos calientes” causados por la compresión adiabática. El calor generado por la compresión produce un punto caliente que permite que la reacción se sostenga por sí misma. Si la reacción encuentra una zona en que hay insuficientes huecos, (por ej. donde no hay micro esferas) la reacción se apagará y la detonación cesará. En el caso del ANFO, el espacio de huecos se proporciona en virtud de la porosidad de los prills. Puesto que la densidad del cristal de nitrato de amonio es alrededor de 1.7 gr./cc y la densidad en volumen del prill de casi 0.85 gr./cc, se puede ver que el nitrato de amonio prilado contiene un porcentaje de huecos de casi un 50%. A una densidad aproximada de 1.1 a 1.2 gr./cc, el nitrato de amonio llega a ser demasiado denso para sostener una detonación.

12 2.2.

QUIMICA DE LOS EXPLOSIVOS.

Se asume en esta sección que la reacción de la descomposición para el explosivo resultará en una oxidación completa de todos sus componentes. La validez de esta suposición es algo dependiente de la composición correcta y del tamaño del prill. La reacción básica de descomposición para el nitrato de amonio está dada por:

2 NH 4 NO3 →4 H 2 O + 2 N 2 + O2

(12)

de la cual el balance de oxígeno se puede estimar del conocimiento de los pesos atómicos de todos los elementos; éste será de 0.2 g/g ó 20%. Similarmente, la reacción de descomposición para el componente combustible del ANFO (simplificado como CH2) se puede escribir como:

2CH 2 + 3O2 →2CO2 + 2 H 2 O

(13)

Esta reacción se ve deficiente en oxígeno, de manera que el oxígeno requerido para completar la reacción debe ser proporcionado por el componente oxidante del explosivo. Cuando los dos componentes se mezclan juntos, la ecuación de la reacción se puede escribir como:

3 NH 4 NO3 + CH 2 →7 H 2 O + 3 N 2 + CO2

(14)

de la cual la cantidad de combustible requerido para lograr una mezcla con oxígeno balanceado se puede calcular que es 15/254 ó 5.51%. En el caso que se agregue menos combustible, se dispone de un exceso de oxígeno y se produce óxido nitroso (NO) en adición a los productos de más arriba. Debido a su baja estabilidad en la presencia de oxígeno libre, este producto se reduce rápidamente a dióxido de nitrógeno (NO2) que es altamente tóxico, y combinado con la humedad atmosférica forma ácido nítrico. Cuando se forma, el óxido nitroso es claramente visible en la forma de humo coloreado naranja o café. Una consecuencia adicional de añadir poco combustible es que tanto la energía de reacción como el VOD disminuye relativo a aquellas de una mezcla balanceada. La fig. 2.1 muestra como la energía del ANFO varía con los cambios en la cantidad de petróleo, y la fig. 2.2 muestra el efecto en el VOD. En el caso que la cantidad de petróleo excede al 5.5%, la mezcla resultante se convierte en deficiente en oxígeno, resultando en la formación de monóxido de carbono, más tóxico que el relativamente inofensivo dióxido de carbono CO2. Aunque la energía de reacción también disminuye con el exceso de petróleo, esta disminución es menor que la que ocurre para el exceso de oxígeno. De las dos alternativas, es mejor tener un ligero exceso de petróleo, de manera que la formulación más común de ANFO tiene 6% de petróleo. Un aditivo común a muchas formulaciones de explosivos es el aluminio, añadido en forma de polvo o de gránulos. El Al aumenta la potencia en volumen de los explosivos, aún de las emulsiones de alta densidad. El Al se añade al explosivo ya sea a granel o envasado, debido a que es un combustible altamente energético. La reacción del Al durante la detonación produce el óxido metálico sólido Al2O; ningún producto gaseoso con Al se produce en la reacción de detonación. El Al, por lo tanto, reduce la formación de gas, atrayendo algo del oxígeno que de otra forma estaría disponible en la reacción para producir vapor o dióxido de carbono. La ecuación de la reacción química del ANFO con Al está dada por:

3NH4 NO3 + XCH2 +2(1− X ) Al → (6+ X ) H2O +3N2 + XCO2 + (1− X ) Al2O3

13 para

x ≤1

(15)

El Al se añade en cantidades de hasta 15% en peso, pero lo más común son cantidades entre 5 y 10 en peso. De la ec. 15, el 5% de Al requerirá una reducción en el contenido de petróleo de 5.7 a 4% para un balance de oxígeno perfecto y también reducirá el volumen total de gas de 11 moles como se calculó en la ec. 14 a 10.5 moles como se calculó en la ec. 15. Es claro de la ec. 15, que el Al actúa como un combustible en la reacción de descomposición del nitrato de amonio. El beneficio del Al como un aditivo a los explosivos está en el muy alto calor de formación del óxido de Al, aproximadamente 16.25 MJ/Kg. Este calor de formación resulta en un considerable aumento en la temperatura de los productos gaseosos de la reacción, que a su vez produce un considerable incremento en la presión de los gases en el hoyo. El aumento de presión causado por el aumento de la temperatura de los gases más que compensa la reducción en el volumen de gas producido, de manera que el efecto neto de añadir Al es aumentar la energía disponible teórica, principalmente a través de un aumento de la energía de levantamiento. Si el Al se añade como un combustible y es para contribuir totalmente a la energía del explosivo, debe cumplir estrictas especificaciones de tamaño. El Al se añade en forma metálica, generalmente como polvo. Si el tamaño del grano del Al es muy grueso, el tiempo disponible para la oxidación será inadecuado para permitir una reacción completa del Al, y el beneficio total no se obtendrá. Además, bajo estas condiciones, tenderá a existir un exceso de oxígeno (insuficiente combustible), y se generarán humos de óxidos nitrosos. Si el polvo de Al es muy fino, es muy riesgoso manejarlo, ya que el polvo en sí se convierte en un riesgo de explosión de polvo. El tamaño ideal para el polvo parece estar en el rango de 70 a 100 mallas. 2.3.

TECNOLOGIA DEL PRILL.

El nitrato de amonio sólido usado en los explosivos simples se suministran en la forma de prills. Estos prills deben ser porosos y de una distribución de tamaño uniforme. El tamaño típico para el prill de nitrato de amonio grado explosivo es: 100% < 3 mm 90% < 2 mm 1% < 1 mm El grueso del prill en el nitrato de amonio grado explosivo, por lo tanto, debe tener un diámetro entre 1 y 2 mm. Durante la formación de los prills, una fina capa de arcilla se añade generalmente en el exterior del prill. Esto es para contra restar la naturaleza higroscópica del nitrato. El nitrato sin recubrimiento en contacto con el aire que tenga un 60% de humedad, eventualmente se transforma en líquido. Arcilla finamente adherida a la superficie del prill reduce este efecto, pero también reduce la sensibilidad y permeabilidad del prill. Pequeñas cantidades de aditivos de sulfato de Al también se pueden añadir para mejorar la resistencia del prill. La densidad de los prills individuales grado explosivo, debe estar alrededor de 1.2 gr./cc, dando una densidad en volumen de casi 0.8 gr./cc. Si la densidad y tamaño de los prills están en el rango correcto, entonces no debería haber dificultad con el funcionamiento del producto cuando se mezcla con 6% de petróleo, a menos que los prills estén recubiertos con un exceso de arcilla. Los prills con permeabilidad reducida se pueden detectar examinando una sección transversal del prill después que se ha mezclado con petróleo coloreado. Si el petróleo ha penetrado uniformemente, el interior del prill estará coloreado uniformemente. Si no, el interior permanecerá blanco mientras

14 que el exterior estará coloreado. Este tipo de prill no reaccionará adecuadamente y el funcionamiento de la detonación será inadecuado. Durante el almacenamiento del nitrato de amonio el ciclo de temperatura puede significar un desmoronamiento de la estructura del prill. Cuando la temperatura del nitrato de amonio puro se eleva sobre los 32,1° C, ocurre un cambio espontáneo en la estructura del cristal. El cambio en la densidad y el volumen de la estructura del cristal resultará en un agrietamiento del cristal y, por lo tanto, en el prill. Cuando se enfría bajo los 32° C los cristales tienden a aglutinarse y si hay alguna humedad presente, el producto empezará a formar terrones. Si los prills están dentro de un cartucho de emulsión, el ciclo de temperatura promoverá la cristalización de la fase emulsión, conduciendo a una pérdida significativa de la sensibilidad y al final de la insensibilización del producto. 2.4. ENERGIA DEL EXPLOSIVO. La energía del explosivo se puede definir en términos del trabajo de expansión de los gases de alta presión, o sea, el área bajo la curva PV como se muestra en la fig. 2.3, y como se muestra en la siguiente ecuación: Pc

Energía = ∫ PdV

(16) Pd donde P y V se refieren a la presión y el volumen de los gases de explosión en cualquier instante en

Pd es la presión de detonación y Pc es la presión crítica a la cual ningún trabajo adicional se realiza debido a la expulsión del gas a la atmósfera.

el tiempo,

De muchas observaciones del funcionamiento de un amplio rango de explosivos, la presión crítica a la cual el trabajo útil cesa, es alrededor de los 100 MPa. Por esta razón, la energía disponible para el trabajo útil es sustancialmente menor que el trabajo teórico obtenido en consideración de los calores de formación de los reactantes individuales. La curva PV es característica de cada formulación de explosivo y su derivación requiere conocimiento preciso de la composición del producto. Los explosivos emulsiones, por ej., tienen una curva completamente diferente, con el área total bajo la curva (de Pd a presión ambiental) menor que los del Anfo. Esto se espera debido a la presencia de cantidades sustanciales de agua, y el efecto de apagado que tiene esto en la reacción. Sin embargo, el área bajo la curva PV desde Pd a Pc normal, es frecuentemente mayor o muy similar a la del Anfo, de manera que las emulsiones pueden tener una potencia en peso efectiva muy cercana o aún exceder al 100%. Es importante notar que los factores que afectan a la presión de venteo de los gases de explosión (tales como el grado de confinamiento de la carga) afectará también la cantidad de energía obtenida de los explosivos y pueden, por lo tanto, esperarse que influya en los perfiles de la pila, la fragmentación y los niveles peak de vibración. Estudios recientes de McKenzie et al (1992), investigaron la relación entre la energía disponible y la vibración inducida. 2.5 TECNOLOGIA DE LA EMULSION Y DEL ACUAGEL. Los explosivos emulsiones comúnmente usados están también basados fuertemente en el nitrato de amonio como la sal oxidante y el petróleo como la fuente de combustible, de manera que la reacción química para estos productos no es muy diferente que la del Anfo.

15 Las emulsiones se fabrican comúnmente produciendo primero una solución acuosa super saturada de sal(es) oxidantes y luego finamente dispersa en una fase aceite para formar una emulsión agua en aceite. La solución de sales siempre contendrá nitrato de amonio pero puede también tener nitrato de calcio o de sodio. Debido a que la solución se hace super saturada, cuando se enfría a temperatura ambiente se convierte en meta estable, mostrando una fuerte tendencia a formar cristales de varias sales de nitrato. Una formulación típica para una emulsión que contiene tanto nitrato de amonio y de calcio debe ser alrededor de 65% de nitrato de amonio, 16% de nitrato de calcio, 12% de agua y 7% de petróleo. Algunas formulaciones pueden contener hasta alrededor de 18% de agua. El nitrato de calcio añadido a la solución también contribuye a la energía total, pero en una tasa significantemente menor que el nitrato de amonio. La potencia del nitrato de calcio, de acuerdo a ratings internacionales es sólo la mitad que la del nitrato de amonio. Es importante destacar que estos nitratos son los únicos ingredientes activos en la mayoría de las emulsiones (excepto en los pocos casos donde se añade Al). Las gotas finas de sales acuosas se previenen de la coalescencia añadiéndole un emulsificante que forma un recubrimiento de una capa de una cadena polar de hidrocarbono alrededor de cada gota. La naturaleza polar de la gota recubierta previene la coalescencia con otras gotas similarmente recubiertas y cargadas. La mezcla resultante, por lo tanto, logra un alto grado de intimidad entre el combustible y el oxidante del explosivo, resultando en un aumento en la tasa de reacción lograda por el explosivo durante la detonación. Generalmente la fase emulsión misma no se clasifica como un explosivo, pero sí como un agente de tronadura. Esta distinción se hace con la base de sensibilidad o de energía requerida para iniciar la reacción. Las emulsiones requieren una sensibilización a través de la adición de sensibilizantes tales como burbujas de gas, micro esferas de vidrio o prills, antes de que ellas se clasifiquen como explosivos y se puedan iniciar con pequeñas cantidades de explosivos primarios. Estos aditivos proporcionan los puntos calientes, a través de su compresibilidad, necesarios para sostener y propagar la reacción. Los productos emulsiones hechos de esta forma se refieren a los bombeables, ya que el bombeo es la forma recomendable de cargar estos productos altamente viscosos. Aunque se han hecho algunas pruebas de vaciar estos productos en el hoyo, no es una práctica recomendable, particularmente en hoyos de pequeño diámetro, debido a la posibilidad de bloqueo del producto en el hoyo. En vez de dispersar la solución salina acuosa en petróleo, es posible usar ceras o parafinas. Estos son hidrocarburos de cadena muy larga; a temperatura ambiente se convierten en rígidos y maleables. Cuando se usan parafinas en vez de petróleo, el producto llega a ser muy rígido al enfriarse; estos productos se usan para hacer emulsiones encartuchadas de diferente rigidez. Sin embargo, la formulación del producto tiene un alto porcentaje de sensibilizantes para hacerlos sensibles a un detonador. Los explosivos acuageles son soluciones acuosas que son sensibilizadas y entrelazadas para proporcionar una buena resistencia al agua, pero difiere considerablemente de las emulsiones en sus formulaciones. En los explosivos acuageles, se fabrica una solución acuosa madre, conteniendo nitrato de amonio y otros componentes activos, tales como perclorato de amonio, nitrato de hexamina, Al y nitrato de metil amina. Estos aditivos tienen una tasa de energía mayor que el nitrato de amonio, tendiendo a aumentar la energía relativa a la de las emulsiones. La química del acuagel es más compleja que la de la emulsión, requiriendo un buen control sobre la mezcla y fabricación del producto. Sin embargo, en general ella se puede resumir con que tienen componentes más energéticos y una cantidad de agua similar o menor que la emulsión. El acuagel más comúnmente encontrado en Australia contiene alrededor de 85 a 90% de componentes reactivos (nitrato de amonio, de hexamina, perclorato de amonio) y menos de 10% de agua. Otros

16 aditivos principales incluyen la goma de guar para lograr la consistencia requerida del producto, agentes entrelazadores para proporcionar la resistencia “gel” al agua y agentes sensibilizantes. 2.6

MECANISMOS DE LA EXPLOSION.

La reacción principal que constituye la detonación explosiva, ocurre dentro de una zona delgada denominada la zona de reacción principal dentro del hoyo. Esta se extiende desde el frente de choque a un límite posterior denominado el plano de Chapman Jouguet (CJ), siendo el largo de esa zona característico de un explosivo. Las reacciones que ocurren dentro de la zona de reacción principal, generan la presión peak (la presión de detonación) y produce la acción de esparcimiento del explosivo. Detrás de la zona principal hay una zona de baja presión o de hoyo. La presión de esta sección es casi la mitad que la de detonación para explosivos acoplados totalmente. En explosivos ideales, la reacción de los componentes está completamente dentro de la zona de reacción principal. Luego, la energía máxima, está disponible para conducir la reacción y la presión de detonación es la máxima. En explosivos no ideales (incluyendo todos los basados en ANFO) sólo parte de la reacción ocurre en la zona de reacción principal, ocurriendo algunas detrás del plano CJ. Esto reduce la presión de detonación pero puede no disminuir la presión de hoyo que actúa detrás de la zona de reacción. La presión de detonación lograda por un explosivo se puede estimar en un grado razonable de la VOD usando la ec. simple:

Pd = 250 * ρ * VOD 2 *10-6 donde VOD está en m/s,

(17)

ρ es la densidad del explosivo en gr./cc y P

d

es la presión de detonación

en MPa. La presión de detonación se considera que es el mejor indicador del potencial de fuerza, esparcimiento o fragmentación de un explosivo en tipos de rocas competentes y de alta densidad. Es particularmente importante mantener una alta presión de detonación y de hoyo en la base de los hoyos para asegurar una excavación fácil de la pila. En este contexto, el uso de explosivos encartuchados tiene algunas dificultades. Cuando se seleccionan explosivos encartuchados para usar en hoyos de tronadura, el diámetro del cartucho se selecciona siempre que sea al menos 10 mm menor que el diámetro del hoyo, para facilitar el carguío. Esto significa que un anillo de aire rodea al explosivo en el hoyo y este anillo servirá para reducir la presión peak de hoyo y por lo tanto reducir la cantidad de rompimiento. Esta situación puede ser evitada rajando los cartuchos primero para asegurar el impacto o taquearlos, entonces ellos se expandirán para ocupar completamente el hoyo. Cuando se carga en hoyos llenos de agua sin embargo los cartuchos no se deben rajar puesto que ellos se pueden atascar en el hoyo en la interfase aire/agua, provocando un carguío pobre. Debido a la fuerte dependencia de la presión de detonación en la VOD, este último término se toma a menudo como el indicador de la fragmentación potencial de un explosivo. La VOD no es una medida de la energía de choque de un explosivo ni de su sensibilidad pero se usa como un indicador de la energía de choque, de la estabilidad de la emulsión y de la consistencia de la formulación. Chiappetta (1991) demuestra como las mediciones del VOD en terreno se usan para cuantificar el funcionamiento de un explosivo y como este término se usa para proporcionar estimaciones aceptables para la habilidad del explosivo para crear una red de fracturas en un medio dado.

17 La VOD de los explosivos comerciales depende del diámetro de la carga, del grado de confinamiento al momento de la detonación, aumentando a medida que el diámetro y el confinamiento aumenta. Como regla general, los explosivos con alta VOD proporcionan mejor fragmentación y esparcimiento en roca dura, masivas o masa rocosa con bloques y hay poco beneficio en usar explosivos con alto VOD en rocas blandas y altamente fracturadas. La justificación para el aumento del VOD para roca de alta resistencia viene del análisis de la transferencia de energía a las paredes del hoyo. La transferencia de energía se maximiza cuando la impedancia de los dos medios es igual. La impedancia del explosivo se define como el producto del VOD y la densidad, mientras que la impedancia de la roca es el producto de la velocidad de la onda P y la densidad de la roca. Típicamente, la impedancia de una roca de alta resistencia tal como el granito está alrededor de 12,5x106 Kg. m-2 seg-1 (5000 m/s x 2500 kg/m3) mientras que la impedancia de un explosivo con alto VOD está alrededor de 7,8 x 106 Kg. m-2 seg-1 (6000 x 1300 kg/m3). El ANFO, por ej. , tiene una impedancia de 3,4 x 106 kg. m-2 seg-1 (4000 m/s x 850 kg/m3). El impacto de las propiedades de las rocas en el funcionamiento del explosivo se discute en la sección 3.1, tratando los efectos de las propiedades en la fragmentación. 2.7

EXPLOSIVOS INICIADORES.

El término de explosivos iniciadores se refiere a los métodos de iniciar las mallas de tronadura. En algunas aplicaciones el explosivo en el hoyo se iniciará directamente por el detonador o por un cordón detonante, mientras que en otros casos estos elementos iniciarán a un explosivo iniciador, el que a su vez iniciará la columna explosiva. Por definición, los explosivos iniciadores tienen una densidad más alta que los explosivos secundarios cargados en los hoyos. El sistema de iniciación más adecuado para cualquier aplicación depende de muchos factores, incluyendo: 1. 2. 3. 4. 5. 6.

Tipo de explosivo y susceptibilidad a la desensibilización. Profundidad del hoyo. Costo y sensibilidad a tiros quedados. Requerimiento de desplazamiento de la pila. Susceptibilidad a riesgos eléctricos. Requerimiento de tiempo que la tronadura quedará cargada sin tronarla.

2.7.1.

CORDONES DETONANTES.

El sistema más simple para iniciar la malla de tronadura es probablemente la combinación de cordón detonante y conectores de retardo para cordón detonante. Los cordones detonantes son explosivos lineales resistentes que contienen una carga en su núcleo de un alto explosivo envuelto por un plástico y posiblemente envuelto además por un recubrimiento textil para proporcionar una cubierta resistente al agua. El cordón se consume durante la detonación y detona a una velocidad de casi 7.000 m/s. La detonación es extremadamente violenta y es capaz de causar un daño considerable al material del taco y a la columna explosiva a través de la cual pasa. Al alcanzar al iniciador, el impacto es suficiente para causar la iniciación. Alternativamente, el cordón detonante puede sacarse del iniciador de manera que la cola de un detonador no eléctrico se active y este, a su vez, pueda activar un retardo en el hoyo. Este sistema se llama el “iniciador deslizante”. Cuando se usa el sistema de cordón detonante es importante minimizar la potencia del cordón. Esto debido a que la detonación del cordón puede ser suficiente, bajo ciertas circunstancias, de iniciar la columna explosiva. Cuando en el interior del hoyo existe un iniciador, esto puede causar serios problemas de fragmentación y de proyección de rocas. Aún cuando el hoyo no contenga un

18 iniciador en el hoyo, la iniciación lateral del explosivo resulta en una pérdida significativa de energía del explosivo, especialmente de la energía de choque. Aún cuando el cordón detonante no detone al explosivo, este causará una insensibilización parcial del explosivo y una pérdida consecuente de energía del explosivo. Es un truco que han efectuado muchas operaciones de “trazar” hoyos con cordón detonante como medio de un control efectivo durante la tronadura de contorno. La iniciación lateral o insensibilización parcial del explosivo, causa una caída importante en la energía de choque que hace que el explosivo emule a uno de baja potencia. Cuando se usa la iniciación por cordón detonante se debe tener cuidado en las conexiones de superficie. Las conexiones entre líneas de cordón detonante debe hacerse en ángulo recto, ya que un ángulo agudo entre las líneas causará un corte. Cuando se use cordón detonante para iniciar un explosivo iniciador, debe asegurarse que el iniciador es sensible a la potencia del cordón en uso. Muchos iniciadores, incluyendo los de pentolita y las emulsiones encartuchadas, por ej., no son sensibles al cordón con un núcleo de menos de 10 gr./m. 2.7.2.

DETONADORES ELECTRICOS.

Los detonadores eléctricos de retardo se utilizan comúnmente para iniciar hoyos en tronaduras en canteras (aunque este método se está reemplazado rápidamente por la iniciación no eléctrica) y en tronaduras de zanjas y otras de pequeña escala. Cuando se estima o compara el uso de la iniciación eléctrica respecto de los sistemas no eléctricos, se debe poner mucha atención en el punto de la exactitud del tiempo de iniciación. Como una observación general, la exactitud de los detonadores eléctricos comercialmente disponibles en Australia, es menor que la de los sistemas no eléctricos de períodos comparables, aunque debe puntualizarse que la exactitud del detonador con retardo pirotécnico es muy dependiente del tiempo y de la condición de almacenamiento. La tabla 2.1, por ej., presenta un resumen de la comparación entre los detonadores de retardo eléctrico y no eléctricos, comercialmente disponibles en Australia.

VARIABLE Rango de tiempos (ms) Coeficiente de varianza del batch (%) Coeficiente de varianza total (%) Dispersión al 95% de confianza (%)

RANGO (%) NO ELECTRICOS ELECTRICOS 25 – 8000 30 – 845 0.8 – 2.8 2.0 – 3.0 1.0 – 4.5

2.5 – 4.5

2.0 – 9.0

5.0 – 9.0

TABLA 2.1. Resumen de la comparación de dispersión para detonadores eléctricos y no eléctricos. La generalización no parece ser válida por ej. en USA, donde los detonadores eléctricos de retardo nuevos y de alta exactitud son a lo menos tan exactos como los retardos no eléctricos más nuevos (+/- 2% de dispersión con el 95% de nivel de confianza). Generalmente hablando, la dispersión del retardo no es un problema principal en la tronadura, pero sí cuando la probabilidad de traslape o detonación fuera de secuencia, Posd, alcanza un nivel

19 inaceptablemente alto. La definición de “inaceptablemente alto” es muy dependiente de la aplicación (Heilig & McKenzie, 1988) y no se puede dar una regla general. La probabilidad de traslape se calcula de la ec.:

 Posd = 1 − φ   donde

φ (x )

(t n+1 − tn )

(S

2 n

+ S n2+1

)

  

(18)

es la función de probabilidad acumulativa para la varianza estándar normal, tn y tn+1

son los tiempos nominales de iniciación y Sn y Sn+1 son las desviaciones estándar para los retardos números n y n+1 respectivamente. Como una buena aproximación, la función de probabilidad acumulada F(x) se puede calcular a cualquiera de los dos retardos (m y n) usando las siguientes relaciones. El uso de estas ecuaciones elimina la necesidad de tablas matemáticas, permitiendo la posibilidad de ser calculada en formato de planilla electrónica. Estas ec. proporcionan una aproximación a las áreas bajo la curva de distribución normal o gaussiana, y son exactas hasta a lo menos tres lugares decimales.

Pr obabilidad = F ( A1 t + A2 t 2 + A3 t 3 + A4 t 4 + A5 t 5 ) t=

[

1 + A6γ ( x )

F=

e

]

−γ ( x ) 2 2

γ (x) = donde

1

(19)

2π tm − tn S m2 + S n2

A1 = 0.319381530 A2 = -0.356563782 A3 = 1.781477937 A4 = -1.821255978 A5 = 1.330274429 A6 = 0.2316419

S = desviación estándar del tiempo de disparo t = tiempo nominal de disparo

Los retardos eléctricos muestran una baja probabilidad de traslape (y por lo tanto un buen control de la fragmentación y niveles de trastornos ambientales) para tronaduras de tamaño pequeño. Esto se ilustra en la fig. 2.4 para coeficientes de varianza de 3 a 5% que se considera típicos para retardos eléctricos en Australia. Cuando el tamaño de la tronadura necesita el uso de números de retardos más altos (sobre el #12), la probabilidad de traslape llega a ser significativa y aumenta con el aumento del

20 número del retardo, de manera que saltarse un período (o sea, omitir algún elemento de retardo en las series) para los números de retardo más altos es muy común. Este hecho tiende a reducir el tamaño máximo de la tronadura que se pueden iniciar, especialmente si se desea limitar el número de hoyos que comparten un número de retardo común. Otro factor que limita el tamaño de las tronaduras que se puede disparar es la dificultad de energizar un gran número de detonadores eléctricos, con la mayoría de los sistemas portátiles con limitaciones a no más que 100 hoyos. La seguridad es también un tema importante con los retardos eléctricos debido a su susceptibilidad a la iniciación por fuentes extrañas, que incluyen a los transmisores de radio y los rayos. Los detonadores eléctricos disponibles comercialmente en Australia tienen un grado más alto de dispersión que la mayoría de los detonadores de retardo no eléctricos, y son más adecuados en tronaduras pequeñas. La aplicación de sistemas de iniciación eléctricos a las tronaduras que tienen más de 30 hoyos generalmente resultará en retardos compartidos, en donde muchos hoyos se inician al mismo tiempo nominal. La aplicación de la iniciación eléctrica se limita generalmente a tronaduras con poco menos de 100 hoyos.

2.7.3. DETONADORES NO ELECTRICOS. Los detonadores no eléctricos muestran un grado de dispersión igual o menor que los detonadores eléctricos. Sin embargo, dependiendo del período del retardo en el hoyo, y de la combinación de los retardos de superficie usados entre hoyos y entre filas, la dispersión absoluta en los tiempos de iniciación puede exceder a los del sistema eléctrico. Una selección cuidadosa de los elementos en el sistema no eléctrico permitirá que se inicien tronaduras grandes más fácilmente y en forma segura de lo que es posible con la iniciación eléctrica. Tal vez la principal razón para usar sistemas de iniciación no eléctricos en tronaduras grandes es que la probabilidad de traslape permanece constante a través de toda la tronadura, independientemente del tamaño de las tronaduras y el número de hoyos que detonan en un mismo tiempo se reduce significativamente en comparación con el mismo diseño iniciado con detonadores eléctricos. Debido a que no hay series no eléctricas fijas, no es posible generar un gráfico de probabilidad de traslape similar a la fig. 2.4 que se aplica a todas las tronaduras no eléctricas. Sin embargo, es posible construir el gráfico para un caso particular y considerar las probabilidades de traslape para varios hoyos dentro de la tronadura. La fig. 2.5 considera las probabilidades de traslape (asumiendo un coeficiente de varianza de 1 y 2%, lo que parece típico de las unidades de alta exactitud usadas como retardo constante dentro del hoyo) para hoyos adyacentes a un hoyo localizado en cualquier parte en la tronadura de la fig. 2.6, que contiene una combinación de 175 ms en el hoyo y 17 & 42 ms en superficie (combinaciones típicas en una cantera). Los números adyacentes a los hoyos en la fig. 2.6 representan los tiempos de disparo para los hoyos relativo al hoyo de referencia marcado “o”. El diagrama de traslape permanecerá sin cambiar para cualquier hoyo seleccionado de referencia: ésta es una de las principales ventajas de los sistemas de iniciación no eléctricos. Para el retardo en el hoyo elegido de 175 ms, el diagrama no eléctrico de traslape indica una probabilidad muy baja de traslape entre hoyos adyacentes en la misma fila y entre hoyos en diferentes filas. Para estos tiempos de retardo en el hoyo más grandes (por ej. 500 ms) la probabilidad de traslape entre hoyos en la misma fila aumenta significativamente. La alta probabilidad de traslape en estos casos, para hoyos en la misma fila, generalmente no se considera un problema, ya que los hoyos en la misma fila se disparan hacia una cara libre y la detonación fuera de secuencia en la misma fila no afectará por lo tanto adversamente a la fragmentación, vibración o proyección de rocas. Esto es en contraste a la situación con retardos eléctricos donde el traslape puede ocurrir entre filas de hoyos, dependiendo de como se ha secuenciado el diseño.

21 Los sistemas de iniciación no eléctricos son los preferidos y recomendados para la iniciación de mallas grandes de tronaduras, proporcionando buen control sobre la secuencia de detonación y minimizando el impacto de los trastornos ambientales. El control de la secuencia es independiente del tamaño de la tronadura y el tiempo de la tronadura puede variarse para proporcionar más control sobre los niveles y frecuencias de vibración inducida. Sin embargo, debe mantenerse una observación muy de cerca a los últimos desarrollos con la iniciación eléctrica y electrónica.

2.7.4. COMPARACION ENTRE DETONADORES ELECTRICOS Y NO ELECTRICOS. Conociendo la variabilidad en los elementos de retardo, la estadística permite el cálculo de la probabilidad que cualquier diseño de tronadura dado, detonará en la secuencia diseñada. Para el propósito de este estudio, una secuencia controlada de iniciación se define por: Una secuencia de iniciación donde cada carga explosiva detonará subsecuentemente a cargas entre ella y la cara libre. Tomando en cuenta el ángulo de salida (130°) y la influencia de los hoyos circundantes, el área de influencia se asume también que incluye cargas dentro del espaciamiento de un hoyo o como se muestra en la fig. 2.7. Tanto los sistemas de retardo eléctricos y no eléctricos se han evaluado para “un diseño estándar de 18 hoyos” como se muestra en la fig. 2.8. La comparación se ha efectuado para tiempos de retardo no eléctricos en el hoyo de 175 ms y 500 ms. Los gráficos de probabilidad calculados, que muestran la probabilidad que todos los 18 hoyos detonarán en “una secuencia controlada”, se pueden ver en la fig. 2.9, e indica:

1.

Una disminución en la probabilidad de que no haya una secuencia inversa a medida que la variabilidad de retardo aumenta (para todos los sistemas de retardo).

2.

Para un coeficiente arbitrario de variación de 2%, las probabilidades de que no haya una secuencia inversa se calcularon a 11% (500 ms no eléctrico, retardo en el hoyo), 100% (175 ms no eléctrico, retardo en el hoyo) y 100% (retardo eléctrico en el hoyo). Respecto a esto, las series eléctricas se consideran más exactas que algunas combinaciones no eléctricas.

3.

Para retardos no eléctricos de alta exactitud que exhiben coeficientes de varianza en el intervalo del 1 - 1.5%, la probabilidad de una secuencia correcta para la tronadura de 18 hoyos de la fig. 2.8 está en un rango de alrededor de 40% a alrededor de 90% para retardo en el hoyo de 500 ms y es efectivamente 100% para el retardo en el hoyo de 175 ms.

4.

Para retardos eléctricos con un coeficiente de varianza en el intervalo de 3 - 4%, la probabilidad de una secuencia correcta para la tronadura de 18 hoyos de la fig. 2.8 está en el rango de casi 50% a casi 75%.

5.

Existe una marcada declinación en la probabilidad de todos los 18 hoyos detonados en la secuencia correcta cuando se usan retardos no eléctricos más largos con un coeficiente de varianza que excede el 10%.

Se puede concluir de estos análisis que las tronaduras secuenciadas usando alta exactitud en el hoyo, los retardos no eléctricos de períodos cortos ofrece ventajas sobre tronaduras de similar tamaño iniciadas con retardos eléctricos en términos de la habilidad de los hoyos para detonar en una forma controlada (o reducir la probabilidad de iniciación fuera de secuencia). Esta ventaja llega a ser aún más aparente si el número de hoyos aumenta sobre los 18.

22 3. PROPIEDADES DE LA ROCA. El rompimiento de la roca con explosivo es una interacción entre el explosivo y la roca. Los resultados en términos de grado de fragmentación, daño y desplazamiento de la pila tronada, están determinados por las propiedades de los dos componentes. Hagan & Harries (1977) establecieron que “los experimentos y la práctica indican que los resultados de la tronadura están influenciados más por las propiedades de la roca que por las del explosivo”. Experiencias realizadas en canteras, minas a tajo abierto, minas de carbón de superficie y minas subterráneas soportan este aserto. En general, las tentativas para predecir resultados de fragmentación, realizados en operaciones normales de tronadura a partir de propiedades físicas y mecánicas de la roca, obtenidas de ensayos de laboratorio, no han sido exitosas. La falla se atribuye a los efectos dominantes de la estructura de la roca y su influencia en las propiedades del macizo rocoso. Aunque las propiedades físicas mecánicas del macizo rocoso (es decir resistencia a la compresión y tensión, densidad, módulos de elasticidad), sí impactan en la fragmentación, son secundarios comparados con los efectos de la estructura de la roca. Las estructuras existentes en la roca se extienden durante la tronadura, con extensión preferencial de grietas favorablemente orientadas. Cuando existe un patrón de grandes diaclasas a grandes espaciamientos, no ocurrirá una formación y extensión de grietas uniformes, y se obtendrá una fragmentación irregular. Cuando existe un patrón denso de fisuras, la fragmentación resultará claramente mejor que la obtenida en roca masiva usando la misma carga. En este material, la onda de choque del explosivo que detona se atenúa más rápidamente y es por eso menos efectivo en iniciar nuevas fracturas y las nuevas fracturas generadas se cortan abruptamente por la existencia del patrón de fisuras. Las discusiones de las propiedades de la roca y su influencia en la fragmentación frecuentemente se refieren a la resistencia de la roca. Esta propiedad es difícil de cuantificar en vista de su dependencia de la razón de carga o razón de deformación, puesto que es bien sabido que la resistencia dinámica de la roca varia considerablemente de la resistencia estática. Sin embargo, a pesar de su limitación, tanto la resistencia a la compresión como a la tensión juegan un papel muy importante en determinar los límites de daño y sobre quebradura detrás de la tronadura, debido principalmente a su relación con la fácil de medir velocidad de partículas. Las propiedades de la roca tienen una mayor influencia en la amplitud, frecuencia y duración de las ondas de vibración de la tronadura. La amplitud y la frecuencia de vibración disminuyen con el aumento de la distancia desde la tronadura debido a dos mecanismos separados: esparcimiento geométrico y pérdidas adicionales. En general la duración de la vibraci6n de la tronadura aumenta con el aumento de la distancia desde la tronadura. Los tipos de rocas con alto módulo (por ej. las rocas ígneas) exhiben un comportamiento casi elástico con relativamente poca pérdida friccional, mientras que tipos de roca con bajo módulo (por ej. rocas sedimentarias) muestran una pronunciada pérdida friccional y un comportamiento inelástico. Las fracturas y diaclasas en la masa rocosa tienen el efecto de bajar el módulo del macizo y disipar la energía en la superficie de las diaclasas, de manera que una roca dura con muchas estructuras se parece a un tipo de roca blanda más masiva en términos de sus características de vibración. Las propiedades de la roca también tienen un mayor impacto en la estabilidad de los taludes, y mucho de estos sectores pueden ser modificados por la acción de la cercanía y aún la lejanía de las operaciones de tronadura. A medida que la tronadura expone taludes y excavaciones, las fuerzas que tienden a mantener los bloques en equilibrio a lo largo de planos de diaclasas bien definidos (o sea, la cohesión de las diaclasas y el coeficiente de fricción), pueden ser colocadas fuera de este balance con el resultado que la excavación llega a ser inestable y vulnerable a fallar

23 Los factores de la roca más importantes que afectan a la fragmentación, estabilidad y al impacto ambiental de la tronadura son: 1. Grado de diaclasamiento y fracturamiento natural e inducido por la tronadura. 2. Orientación de las diaclasas naturales. 3. Propiedades elásticas de la roca. 4. Densidad de la roca. 5. Angulo de fricción. 6. Resistencia cohesiva de la superficie de las fracturas. Por conveniencia, la influencia de las propiedades de la roca en la estabilidad, fragmentación e impacto ambiental se considerarán separadamente. 3.1 INFLUENCIA EN LA FRAGMENTACION. De los factores usados anteriormente, el de mayor influencia en la fragmentación es, indudablemente, el grado natural de diaclasado y fracturamiento. La formación de diaclasas ocurre durante la diagénesis de la roca, generalmente como resultado de los esfuerzos tensionales en la roca. La masa rocosa desarrolla típicamente un número de conjuntos de diaclasas ínter dependientes que actúan para aliviar esfuerzos en la roca. Las diaclasas inevitablemente se forman en grupos y cada grupo muestran un grado de paralelismo que refleja su génesis común. Los grupos de diaclasas generalmente se ordenan por prominencia desde grupos principales a menos prominentes o grupos menores determinada por su frecuencia de ocurrencia y persistencia o continuidad. El grado de diaclasamiento natural es importante debido a que define el bloque más grande que puede resultar después de la tronadura, ya sea dentro de la malla de la tronadura o de la sobre quebradura detrás del disparo. Debido a que las diaclasas tienden a formarse en grupos que son aproximadamente perpendiculares, los planos de las diaclasas naturales definen grupos de bloques de distintos tamaños. Cuando el espaciamiento de las diaclasas dentro de un grupo es amplio, los bloques in situ son grandes y d factor de emergía asociado con el diseño de la tronadura es alto. Si la tronadura no rompe estos bloques, ellos formarán el sobre tamaño. Cuando la frecuencia de fracturas en la masa rocosa es alta, es más fácil de obtener fragmentación fina y los factores de energía asociados con la tronadura tienden a ser bajos. Rocas duras altamente diaclasadas o fracturadas se comportan muy similar a rocas más blandas y más débiles. La combinación de roca y discontinuidades se puede considerar y modelar como una ruma de bloques mantenidos juntos por una combinación de la cohesión de la superficie de las diaclasas, el coeficiente de fricción de las superficies de las diaclasas y los esfuerzos actuando en los bloques (ya sea esfuerzos hidrostáticos en aplicaciones de superficie o una combinación de esfuerzos hidrostáticos o tectónicos en aplicaciones subterráneas profundas). Varios autores han sugerido que para lograr la máxima utilización de la energía del explosivo en el proceso de fragmentación es necesario equiparar la impedancia del explosivo lo mas cercanamente posible a la impedancia de la roca. La impedancia se define como el producto de la velocidad y la densidad. Para el explosivo, la impedancia se refiere al producto de la densidad en el hoyo y a la velocidad de detonación, mientras que en la roca la impedancia se define como el producto de la velocidad de las ondas P y la densidad. Luego, para una máxima fragmentación:

ρ exp * VOD = ρ roca * V p

(20)

24

Donde

ρ es la densidad, VOD es la velocidad de detonación del explosivo y Vp es la velocidad

de la onda P de la roca. Basado en el deseo del igualamiento de las impedancias, rocas masivas y de alta resistencia (con velocidades P en el rango de 4500 a 6000 m/s) se fragmentan mejor con un explosivo con alta densidad y alta velocidad de detonación. La impedancia de los explosivos nunca alcanza la impedancia máxima de la roca, debido a la baja densidad de los explosivos comerciales. Muchas rocas, sin embargo, más que fragmentación requieren desplazamiento y para este tipo de rocas la utilización de la energía de choque es de importancia secundaria comparada con la generación y utilización de la energía de levantamiento (heave). Estas rocas se benefician del uso de explosivo de baja velocidad de detonación y es en esta aplicación que el uso de explosivos aluminizados se adecua mejor. 3.1.1 DISTRIBUCION DE TAMAÑO DE BLOQUES INSITU. Una masa rocosa, en el contexto de la tronadura, consiste de uno o más tipos de roca que se interceptan por un sistema de discontinuidades. Estas discontinuidades se refieren frecuentemente a una variedad de términos que incluyen a diaclasas, fallas, zonas de corte, fracturas, planos de estratificación, intrusiones o fisuras. La mayoría de estas discontinuidades son naturales pero existen también algunas fracturas que se pueden inducir por la excavación, ya sea directamente como resultado de la tronadura o indirectamente por redistribución de esfuerzos. Las discontinuidades en la masa rocosa actúan para definir bloques preformados y la distribución de tamaño de éstos puede ser el principal factor para lograr un costo efectivo de tronadura. Los datos requeridos para estimar la distribución de tamaño de bloques son los espaciamientos de los tres grupos principales de diaclasas. Estos datos se pueden obtener por muchos métodos, incluyendo el registro de testigos de sondajes (testigos orientados) y el mapeo de los bancos. Una de las principales dificultades asociadas con la exactitud para determinar el espaciamiento de fracturas es el problema de hacer un muestreo que represente exactamente un número significante de diaclasas. A menudo se usa el sistema Scanline, principalmente si ellos representan vistas al azar a través de la masa rocosa y si las superficies expuestas no están alineadas con los planos de diaclasas dominantes. Sin embargo, aún el Scanline al azar dará datos distorsionados, puesto que de los planos de diaclasas que son de corta persistencia y de los planos que están orientados oblicuamente se obtendrían pocas muestras, particularmente en Scanlines más cortos. De los planos que son paralelos al Scanline no se hará un muestreo. Claramente, el Scanline simple es inadecuado para la estimación de patrones de fracturas. Un punto importante de recordar se relaciona con el tamaño y el tipo de fracturas que se debería registrar durante el análisis Scanline. Es en este punto que el mapeo de fracturas llega a ser subjetivo, puesto que la única regla disponible es mapear fracturas que parecen haberse extendido durante la tronadura, o que parecen formar las superficies de los bloques tronados. Las fracturas de muy poca persistencia no parecen tener una fuerte influencia en la fragmentación, y las diaclasas que se han cementados juntas con cuarzo o calcita pueden no representar aún planos de debilidad. Las fracturas que no pertenecen a un grupo de diaclasas definido pueden ser inducidos por la tronadura, y pueden ser ignoradas frecuentemente en e1 mapeo si la cara expuesta representa sólo una pequeña fracción del volumen total de la roca a tronarse. Después de obtener el espaciamiento de las fracturas, es útil determinar la forma de la distribución de las fracturas. Las dos distribuciones más comunes observadas son la normal o Gaussiana y la exponencial negativa. Se ha argumentado que las rocas más jóvenes tienden a mostrar la

25 distribución normal, mientras que las rocas más viejas, que han sido sujetas a repetidos esfuerzos y fracturamientos, tienden a mostrar más una distribución exponencial negativa. Se debe notar que la selección de la forma de la función de distribución influirá fuertemente en la distribución de tamaño calculada de los bloques. La conversión de los datos de espaciamiento de fracturas a la distribución de tamaño de bloques in situ se efectúa usando la simulación de Monte Carlo para generar muestras grandes de bloques de distintas dimensiones. Estos bloques se ordenan para determinar su ranking de tamaño de tamiz y una estimación hecha de los pesos promedios de los bloques para cada tamaño de tamiz. La fig. 3.1, por ej. , ilustra la distribución de tamaño de los bloques in situ para una mina, mostrando 3 dominios estructurales marcadamente diferentes. Dentro de cada dominio, el espaciamiento y orientación de las fracturas y el número de los sub grupos de fracturas, varía considerablemente. El Dominio I muestra un fracturamiento intenso con un 5% en peso de material in situ que tiene un tamaño mayor que 1m. Para este tipo de roca poca fragmentación real se requiere del explosivo y la tronadura se realiza sólo para mejorar la excavabilidad y productividad del cargador. El Dominio III sin embargo, se caracteriza por su naturaleza masiva, con cerca de un 45% de material in situ con tamaño mayor que 1 m. Este material requiere un fracturamiento sustancial durante la tronadura y se puede beneficiar considerablemente con el uso de un explosivo con alta presión de detonación, o sea, una emulsión o un acuagel. Al mismo tiempo, este tipo de roca es muy adecuada para producir gran cantidad de sobre tamaño si la exactitud de la perforación es mala o si se produce una sobre quebradura sustancial. Uno de los aspectos más críticos de las tronaduras en cualquier tipo de roca es la selección del diámetro del hoyo, ya que esto determina todos los otros parámetros tales como burden, espaciamiento, pasadura y taco. El diámetro es particularmente importante en masas rocosas con muchas estructuras. Cuando se generan grandes cantidades de sobre tamaño en la tronaduras de rocas con muchas estructuras, frecuentemente se considera beneficioso reducir el diámetro del hoyo. Cuando se usan diámetros pequeños, los hoyos se ubican más próximos y aumenta la probabilidad de tener una carga explosiva en cada bloque in situ (definido por los grupos de diaclasas prominentes). Esto es frecuentemente la única forma de lograr una fragmentación satisfactoria en rocas muy fracturadas. Como regla general los tipos de rocas masivas o de muchos bloques, tienen un requerimiento principal de fracturamiento con explosivo y esto se obtiene mejor de explosivos con alta velocidad y presión de detonación. Estas características se encuentran en las emulsiones y acuageles. Los tipos de rocas con muchas fracturas tienen un requerimiento principal de levantamiento y desplazamiento del explosivo, esto se obtiene mejor de explosivos con baja velocidad y presión de detonación. Estas características se encuentran en el Anfo y el Anfo diluido. 3.1.2 ORIENTACION DE LAS DIACLASAS. Bajo ciertas condiciones, la orientación de las diaclasas respecto a la orientación de la cara del banco es de principal importancia. La orientación de las diaclasas es particularmente importante cuando la continuidad o persistencia de las diaclasas es alta, ya que bajo estas condiciones, grandes lajas de rocas se pueden mover y causar una mala fragmentación, desconexiones de las líneas troncales, sobre quiebre dificultoso, o caras finales inestables. Cuando un grupo de diaclasas prominentes está paralelo a la cara de la tronadura, la tronadura tiende a producir caras finales suaves, puesto que será difícil para la tronadura inducir fracturas que

26 se propaguen a través de los planos de las diaclasas prominentes, y los gases de alta presión no serán capaces de penetrar detrás de los mismos planos. Dependiendo del buzamiento del grupo de diaclasas a la cara del banco vertical o casi vertical, se pueden encontrar problemas de fragmentación asociadas con cuñas deslizantes desde la nueva cara del banco diseñada (diaclasas inclinándose fuera de la cara). Dificultades adicionales de fragmentación se pueden encontrar si la iniciación de los primeros hoyos produce un movimiento significativo a lo largo de los planos de diaclasas, causando que los hoyos detrás de la fila iniciada se corten y la columna explosiva se interrumpa. En este caso, parte del explosivo puede que no detone y la pila resultante será de material muy grueso. Este comportamiento es muy común y es la razón principal para diseñar tronaduras de tal manera que la carga de todos los hoyos se inicie antes de que cualquier carga detone, y también para la iniciación de los hoyos tanto en la parte superior como inferior. El buzamiento de las diaclasas hacia dentro de la cara del banco posee pocos problemas asociados con deslizamiento o estabilidad de nuevas caras, pero frecuentemente produce considerable problema para lograr un buen control del piso. En un grupo de diaclasas prominentes con un rumbo de 30 a 60º respecto a la dirección de la cara dei banco, la tronadura puede producir una dilatación extensa de las diaclasas a considerable distancia detrás de los limites de la tronadura. En estos casos, los gases de alta presión de la explosión son capaces de penetrar a lo largo de las superficies de las diaclasas y dilatarlas, haciendo que la futura perforación y fragmentación efectiva sea muy difíciles. Cuando un grupo de diaclasas prominentes rumbea normal a la cara del banco, el riesgo de lajas de rocas y sobre quebradura es menor respecto al caso anterior. Sin embargo, los planos de diaclasas pueden dilatarse, causando un gran agrietamiento superficial que se puede extender muchos metros detrás de la tronadura. Esto incrementa el problema de control de fragmentación en las tronaduras posteriores. Una complicación adicional asociada con la tronaduras de bancos alineados perpendicularmente a la dirección principal de las diaclasas es la dificultad de obtener una cara limpia y regular para la perforaci6n de las tronaduras posteriores. Las caras tronadas perpendiculares a las diaclasas, producen caras muy irregulares a menos que se efectúen tronaduras controladas (por ej. precorte). Las diaclasas dilatadas y prominentes poseen un serio problema para un control efectivo de la fragmentación, especialmente cuando están muy espaciadas, ya que ellas delinean bloques bien definidos que son difíciles de aumentar. Inevitablemente, alguno de estos bloques caerán fuera de la cara sin fragmentarse. El requerimiento para el control de la fragmentación bajo estas condiciones es que el hoyo se deberá colocar en cada bloque, regresando al énfasis en el diseño de la tronadura para seleccionar el diámetro óptimo. Cuando se truena en roca con muchas estructuras, frecuentemente se obtiene mejor fragmentación si la cara del banco está orientada paralela al rumbo del grupo principal de diaclasas. Los bancos orientados de esta forma producen un movimiento de la roca en dirección perpendicular a la dirección del rumbo, y generalmente resulta la formación de una cara que es limpia y uniforme, facilitando una perforación y tronadura fácil en las caras sucesivas. Sin embargo, se puede lograr considerable mejoramiento en fragmentación adoptando un diseño de hoyos con gran espaciamiento, cuando la relación espaciamiento burden se aumenta a 4:1 sin cambiar el área de influencia (Burden x espaciamiento) de cada hoyo. Esta configuración ayuda en tener un hoyo ubicado en cada bloque. La principal excepción a esta regla es para la situación donde el espaciamiento de las diaclasas es casi igual o mayor que el espaciamiento de los hoyos. En esta configuración la tronadura desde una cara perpendicular al rumbo de las diaclasas frecuentemente da mejor fragmentación y una cara

27 más limpia y estable, ya que cada bloque tiene al menos una carga explosiva. En este caso, es preferible el diseño equilátero. 3. 1.3 PROPIEDADES FISICAS Y MECANICAS. Por lo general, la aplicación de estos datos se limita a modelamiento de la fragmentación y daño producido por la tronadura. Las propiedades principales físicas y mecánicas que se usan comúnmente en e1 modelamiento de tronaduras son: 1. Módulo de Young. 2. Indices de resistencia (de compresión y tensión estática) 3. Densidad de la roca. 4. Porosidad de la roca. 5. Propiedades sísmicas (velocidades de propagación) El término dureza se usa frecuentemente y probablemente se define mejor en términos de una combinación de resistencia a la compresión y la densidad del material. Módulo de Young Las propiedades elásticas de una roca definen la forma de deformación de la masa rocosa cuando está sujeta a las fuerzas ejercidas por los gases de explosión en el hoyo. Idealmente, las propiedades se deberían referir al comportamiento de la masa rocosa, pero las propiedades de la masa son muy difíciles de medir. Como resultado de esto, se usan generalmente mediciones de laboratorio hechas en muestras de rocas intactas, y se ajustan de acuerdo al grado de estructuras en la masa rocosa El módulo de YOUNG (E), para una roca en una compresión uniaxial, se define como la relación del esfuerzo axial a la deformación axial, y es por eso la medida de la cantidad de deformación en dimensión que una roca puede resistir antes de fallar. El valor obtenido de esta forma es el módulo de Young estático, debido a que la relación de carga de la muestra es tan baja que puede ser efectivamente estática. El módulo dinámico se puede determinar de prueba sísmicas en la muestra, obtenida de medidas de las velocidades de ondas compresional y de corte para el material. Esto es frecuentemente muy difícil ya que la identificación de una onda de corte en el análisis sísmico es frecuentemente muy subjetiva. Como se muestra en la ecuación (23), el conocimiento de E ayuda en la estimación del nivel de esfuerzo inducido en la roca en virtud de la vibración propagada o la onda de choque Resistencia de la Roca. La resistencia de la roca se usa indirectamente en muchos modelos a través del término empírico “factor de la roca”. Tal vez la mayor influencia de la resistencia de la roca está en controlar el grado del daño y sobre quebradura producida por el explosivo. Este control es posible en virtud de la relación entre los niveles de esfuerzos inducidos y deformaciones, y la velocidad peak de partícula, PPV.

ε=

PPV Vp

(21)

ε=

σ=

28

σ

(22)

E

E * PPV Vp

(23)

donde ε es la deformación de la roca, Vp es la velocidad de propagación de las ondas P, E es el módulo de Young y σ es el nivel de esfuerzo inducido. Usando estas ecuaciones, y las observaciones de terreno, es posible tener 1os niveles máximos de vibración que se pueden inducir antes que ocurra e1 fracturamiento, y la extensión del sobre quiebre detrás de la tronadura. Estas influencias se cubren en detalle en la Sección 6.2. Densidad. La acción del explosivo en la tronadura debe producir rompimiento y desplazamiento de las partículas quebradas. La efectividad del explosivo estará, por lo tanto, influenciada por la resistencia de la roca y la masa de la roca que constituye el burden de los hoyos. Un aumento de la densidad en volumen está a menudo acompañado de un aumento de la resistencia en volumen de la roca, especialmente cuando el aumento de la densidad se debe a una disminución del grado de fracturas y la fracción de huecos. Invariablemente, a medida que aumenta la densidad, también debe aumentar la deformación o energía de choque requerida para aumentar la iniciación de las fracturas y obtener una fragmentación aceptable. El aumento de la densidad de la roca aumenta la inercia del burden de manera que rocas de alta densidad (por ej. magnetita y hematita) requieren una cantidad aumentada de levantamiento de explosivo para producir pilas fácilmente excavables. Esto es aplicable aún cuando la roca está muy fracturada y la fragmentación no se considera un problema. Los tipos de roca de alta densidad por lo tanto demandan una reducción del tamaño de la malla o un aumento del factor de carga para lograr resultados de tronadura aceptables. Para masa de roca de alta resistencia (por ej. rocas volcánicas e ígneas), la decisión de usar explosivos de alta potencia a menudo se aumenta. Cuando las rocas de alta resistencia están con una baja cantidad de diaclasas o los grupos de diaclasas están muy espaciados, hay un considerable beneficio al seleccionar un explosivo con mayor potencia en volumen. Un argumento frecuentemente propuesto es tratar e igualar las impedancias de la roca in situ con la impedancia del explosivo, Z, definido como:

Z = ρ *Vp donde

ρ

(24)

es la densidad ya sea de la roca o de la carga explosiva, y Vp es la velocidad de

propagación (velocidad de la onda p para la roca, velocidad de detonación para el explosivo) Típicamente, una roca ígnea dura tal como el granito tendrá una densidad y una Vp de 2,6 gr./cc y 5000 m/s respectivamente. En contraste, el Anfo cargado por gravedad en el hoyo tiene una densidad y una velocidad de detonación de 0.82 gr./cc y 3300 m/s respectivamente. Siempre que no se pueda lograr una perfecta semejanza entre las impedancias de los tipos de rocas duras con las de los explosivos comerciales, la que más se acerca es la emulsión, y este mejor acercamiento está generalmente acompañado con una mejor fragmentación.

29 La teoría de la semejanza de las impedancias no debe tomarse como una regla estricta, ya que la

matemática simple sugiere que aun en rocas ígneas muy fracturadas ( ρ volumen = 2,1 gr./cc, Vp=2500 m/s), la emulsión se asemeja mejor que el Anfo. En estas situaciones, la energía de levantamiento adicional del Anfo por lo general proporciona mejor funcionamiento en términos de productividad del cargador del que se obtiene con el uso de la emulsi6n y los costos son menores con el Anfo. 3.l.4 INDICES DE TRONABILIDAD. Lilly. Lilly (1986) desarrolló un índice de tronabilidad basado en una combinación de propiedades físicas y estructurales de la masa rocosa a ser tronada. Este índice tiene una base similar que el sistema de clasificación de la roca desarrollado por Bieniawski, Barton y Hansagi, y que se usó con el modelo Kuz-Ram desarrollado por Cunningham (1983). Estos factores, y su ranking, se muestran en la tabla 3.1, y debe notarse que el índice está fuertemente inclinado hacia la naturaleza y orientación de los planos de debilidad de la masa rocosa. BI = 0. 5 (RMD + JPS + JPO + SGI + H)

(25)

donde BI es el índice de tronabilidad y loa otros términos se explican en la tabla 3. l. Lilly también relacionó su índice a la constante de la roca A, requerido para ingresar al modelo Kuz-Ram: A = 0.12 BI

(26)

La aplicación del índice de tronabilidad puede esperarse que sea específico para un lugar, pero para las minas de hierro en Pilbara, Lilly encontró que el índice está en un rango desde 20 para calizas débiles a 100 para hematitas masivas de alta densidad. En estas aplicaciones, el índice se correlacionó con un factor de energía para determinar la cantidad y potencia del explosivo que mejor se adecuaba a los tipos de rocas a ser tronadas. Grandes tronaduras que contenían varios tipos de rocas y procedimientos de carguío, se adecuaron a las condiciones de roca de cada zona. La correlación de Lilly con el factor de energía fue de la forma: Factor de energía = 0.015 BI

(27)

donde el factor de energía se expresa en MJ/ton. Una vez calculados los requerimientos de energía apropiados, se seleccionan las longitudes de cargas y las potencias de los explosivos para proporcionar la máxima altura de columna de explosivo sujeta a la restricción de un mínimo de largo de taco y un diámetro de hoyo fijo. La importancia relativa de los diferentes parámetros para decidir la fragmentación producida por la tronadura está subrayada en el índice de Lilly. La dureza de la roca, por ej., se usa directamente, aunque la aplicación es empírica, requiriendo el operador asignar el factor en la escala de l a 10. Este factor sin embargo, tendría sólo poca influencia en el índice total de tronabilidad, sugiriendo que la resistencia de la roca no juega un rol importante en determinar la fragmentación. Esto es, tal vez, debido a las presiones extremas generadas aún por los explosivos de baja potencia. El Anfo, por ej., genera una presión de hoyo de casi 2 GPa, comparados con la resistencia a la tensión de la roca que no es más de 30 MPa.

30 PARÁMETRO Descripción de la masa rocosa Quebradizo/Desmenuzable Se fractura en bloques Totalmente masivo

VALOR 10 20 50

Espaciamiento de los planos de diaclasas (JPS) Cercanos ( 1m)

10 20 50

Orientación de los Planos de Diaclasas (JPO) Horizontal Inclinación hacia fuera de la cara Rumbo normal a la cara Inclinación hacia adentro de la cara del banco

10 20 30 40 SGI = 25*SG - 50 (Donde SG está en ton(m3)

Influencia de La gravedad Específica (SGI)

1 - 10

DUREZA (H)

Tabla 3.1. Valores para los parámetros del Indice de tronabilidad (después de Lilly, 1986).

Al asignarle al efecto de los planos de diaclasas horizontales un valor de sólo 10, Lilly reconoce e1 impacto relativamente menor que este tipo de diaclasas tiene en la fragmentación. Por el contrario, al asignarle un valor de 40 a 50 para las diaclasas muy espaciadas, tipos de rocas masivas y diaclasas que buzan hacia dentro de la cara, reconocen el impacto significativo que cada uno de estos factores puede tener en la fragmentación y en el funcionamiento de la tronadura. Afrouz. Afrouz et al (1988) define un índice de tronabilidad basado directamente en el sistema de clasificación de la masa rocosa de Bieniawski, en conjunto con el criterio de falla empírico desarrollado por Hoek & Brown (1980). El método es poco conocido, y los papers técnicos que presentan el modelo proporcionan poco soporte de terreno. El método, sin embargo, está más cercano a la investigación y está muy unido con las teorías desarrolladas por Langefors & Kihlstrom (1978). El índice de tronabilidad de Afrouz, se define como:

ε= mi e

( RMR −100 ) / 14

−

(m e i

2

)

( RMR −100 ) / 14 2

(28)

+ 4e

( RMR −100 ) / 6.3

donde m es la constante de la roca intacta de Hoek & Brown (1980) y que varía de 7 a 25 para especímenes libres de diaclasas, RMR es e1valor dado por la clasificación de la masa rocosa de Bieniawski y que varía de 20, para rocas débiles, a 100 para rocas con altas resistencias.

31 En su paper, Afrouz (1988) presenta tablas de valores para diferentes tipos de rocas. El índice de Afrouz es también igual a la relación entre la resistencia a la compresión y la resistencia a la tensión de manera que Afrouz cree que la resistencia de la roca tiene una mayor influencia en la fragmentación, junto con la condición de la masa rocosa como la definió Bieniawski. Después de estimar el índice de tronabilidad, Afrouz desarrolló una relación entre el índice y la carga especifica o factor de carga q, usando la aproximación de Langefors & Kihlstrom (1978). La relación desarrollada es:

q=

B 1.04 5.2   1.5B  0.20 + + 1+  ε   S H  ε

(29)

donde B es el burden, S es el espaciamiento y H es la altura del banco. Para los cálculos de los parámetros B, S & H, Afrouz usa el método desarrollado por Langefors & Kihlstrom (l 978) cubierto en más detalle en la sección 4. 3.2 INFLUENCIA EN LA ESTABILIDAD. La masa rocosa detrás y en la vecindad de cada talud es única en términos de resistencia, características de las discontinuidades y la condición del agua subterránea. Se ha desarrollado un número de sistemas de clasificación de la masa rocosa que permite una asignación práctica y cuantitativa de la condición de la masa rocosa y luego la estabilidad de la masa rocosa aplicada a varias situaciones. Los sistemas de clasificaci6n Q (Barton, 1974) y CSIR o RMR (Bieniawski, 1974) son probablemente los más conocidos y los más aplicados. Dos de estas clasificaciones fueron originalmente para la necesidad de asignar estabilidad y cuantificar los requerimientos de soporte para masa rocosa en operaciones subterráneas. Sin embargo, ellas han sido usadas exitosamente para describir y cuantificar la masa rocosa en operaciones de superficie. La evaluación de una masa rocosa en una manera sistemática por medio de un sistema de clasificación permitirá una primera evaluación adecuada de las probables influencias de la tronadura en la estabilidad de los taludes adyacentes. No es la intención de este texto atiborrar al lector con el uso de los sistemas de clasificación o discutir las caídas o problemas con el uso de una clasificación. El lector interesado y el usuario potencial no familiarizado deben buscar la literatura clásica tal como la de Hoek & Bray (1981) para una discusión más detallada que general de estos tópicos. Una breve discusión que cubre alguna de las propiedades más importantes que afecta a la estabilidad de una masa rocosa bajo la influencia de la vibración de la tronadura y la sobre presión se dan más adelante. 3.2.1 GEOMETRIA DEL TALUD & DISCONTINUIDADES DE LA MASA ROCOSA. La geometría de un talud relativo a las discontinuidades de la masa rocosa es la consideración más importante cuando se está tomando en cuenta la estabilidad del talud bajo la influencia de la vibración de la tronadura. Se puede mostrar fácilmente (por consideración de la resistencia de la roca y los esfuerzos), que una masa rocosa masiva formará un talud muy alto y pendiente que es estable aún bajo las condiciones más severas de vibración de tronadura fuera de la zona de fracturas inducidas por la tronadura. La vibración de la tronadura tiene el potencial de causar fallamiento de la masa rocosa cuando se toman en cuenta las discontinuidades existentes. Procesos aislados simples de fallamiento y procesos múltiples complejos de fallamiento son posibles bajo la

32 influencia de tronaduras que generan vibraciones. La vibración de tronadura, sin embargo, se considera la mayoría de las veces que resulta en modos de fallamiento simples y localizados (cuando la orientación y condición de las discontinuidades son favorables para el fallamiento). La condición, la frecuencia y orientación de las discontinuidades, fijarán si el fallamiento es o no posible. El modo de fallamiento estará determinado por la orientación (y frecuencia) de las discontinuidades respecto al talud. Los factores con respecto a las discontinuidades o condiciones de las diaclasas que influyen en la estabilidad incluyen a la rugosidad de las diaclasas, persistencia, el relleno de las diaclasas o salbandas, la condición de meteorización, la resistencia de la roca y la presencia o ausencia de humedad. Los sistemas de clasificación de la masa rocosa permiten una evaluación cuantitativa de estos parámetros para que la estabilidad de la masa rocosa se pueda valorar. El fallamiento circular de la masa rocosa sujeta a la vibración inducida por la tronadura es posible sólo cuando la masa rocosa tiene diaclasas muy próximas. Un valor numérico llamado Designación de Calidad de la Roca (RQD) se usa en los sistemas de clasificación de la masa rocosa para cuantificar el grado de fracturamiento de ella. El RQD normalmente se determina por mediciones en el testigo de los sondajes. Sin embargo, es posible obtener una estimación confiable de RQD de la exposición de un talud. Para una falla de tipo circular que resulta de la vibración inducida por una tronadura, se considera que la masa rocosa debería tener un RQD menor del 40%. La presencia de agua y de material blando puede contribuir al potencial fallamiento. Los fallamientos del tipo cuñas y bloques son posibles cuando dos o más diaclasas se interceptan. Para que este tipo de fallamiento ocurra, el plano de fallamiento debe interceptar el talud de la roca a un ángulo mayor que el ángulo de fricción del plano de fallamiento. Además el bloque o la cuña deben tener una discontinuidad “liberada”. El tamaño del fallamiento potencial y de hecho el potencial del fallamiento dependerá del espaciamiento de las discontinuidades. Otros formas de fallamiento son los fallamientos planos, los “toppling” y los “ravelling” (desmoronamiento). La vibración de tronadura se considera que tiene el potencial de inducir fallamiento de estas formas cuando las condiciones geológicas y de taludes son tales que estas formas de fallamiento son posibles. Es posible calcular la condición a la cual las fuerzas que inducen el fallamiento son iguales a las fuerzas que lo resisten para la mayoría de las formas de fallamientos. La relación de las fuerzas resistentes a las fuerzas que inducen el fallamiento se define como el factor de seguridad. Este valor se usa para comparar la estabilidad de los taludes. Un factor de seguridad mayor que la unidad indica que el talud está estable bajo las condiciones definidas. Para propósitos de diseños y dependiendo de la importancia del talud, normalmente se requiere un factor de seguridad mayor que l.2. La vibración inducida por la tronadura tenderá a bajar el factor de seguridad calculada para el talud. La cantidad por la cual el factor de seguridad se baja, estará influenciada por el grado de vibración y las condiciones de la masa rocosa. Lilly propuso (1992) que la aceleración de la vibración es lo más importante cuando se considera la influencia de la tronadura en el factor de seguridad del talud, lo que se discute más detalladamente en la sección 6.1. 3.2.2 ESFUERZO Y RES1STENCIA AL CORTE. La resistencia al corte de la superficie del fallamiento potencial puede ser considerada un parámetro muy importante respecto a la estabilidad de taludes. Para hacer una evaluación confiable de la estabilidad es importante seleccionar una resistencia al corte apropiada para la superficie del fallamiento potencial. La resistencia al corte peak de una discontinuidad planar se define como:

Γ = c + σTanΦ

(30)

33 donde c es la cohesión, en la fig. 3.2.

Γ

es el esfuerzo normal, y

Φ

es el ángulo de fricción, como se muestra

Cuando la resistencia cohesiva se pierde, la resistencia de la discontinuidad tiende hacia la resistencia residual y el ángulo de fricción se reduce para llegar a ser el ángulo residual de fricción. Cuando la presión del agua se introduce, e1 esfuerzo normal efectivo se reduce y la resistencia al corte se convierte en:

Γ = c + (σ − u )TanΦ

(31)

donde u es la presión del agua. Si la discontinuidad está inclinada, la relación entre los esfuerzos de corte y normal aplicados se convierten en:

Γ = c + σTan(Φ + i )

(32)

donde i es la inclinación de la discontinuidad relativa al esfuerzo de corte. Se puede demostrar que para que ocurra un corte en una discontinuidad con proyecciones, debe ocurrir también un desplazamiento normal a la discontinuidad. En otras palabras, se requiere una dilatación de la superficie de las diaclasas. La vibración inducida por 1a tronadura ocasionan que la masa rocosa diaclasada se dilate. A medida que la dilatación ocurre, la resistencia al corte de la superficie de la discontinuidad baja y podría ser sobrepasada para resultar en un fallamiento. Esto dependerá de la orientación de la superficie de la diaclasa y de la condición de la discontinuidad (rugosidad, relleno/salbanda y de la humedad). Cuando las superficies de las diaclasas son rugosas, la velocidad de partícula peak requerida para inducir fallamiento, deberá ser mayor. Un juicio ingenieril del potencial de fallamiento por este mecanismo podría ser hecho durante una clasificación detallada de la masa rocosa. Debe notarse que el modelo presentado arriba está simplificado y no toma en cuenta el corte de las proyecciones Se considera extremadamente improbable que un mecanismo de fallamiento relacionado a la dilatación sea aplicable a un gran fallamiento de talud a menos que la masa rocosa esté muy diaclasada. Sin embargo, cuando la tronadura se efectúa inmediatamente contra un talud, o la tronadura se usa para exponer un talud final, el efecto de la dilatación puede afectar todos los bancos, especialmente cuando se usan hoyos de gran diámetro (> 300 mm). Este mecanismo de falla es probablemente el más aplicable a los bloques en o cerca de 1a superficie donde los esfuerzos normales son bajos o inexistentes. La salbanda o relleno blando se presenta comúnmente en la superficie de las diaclasas. Cuando el relleno de las superficies de las discontinuidades es de un grosor mayor que la magnitud de la protuberancia más grande, la resistencia al corte de la discontinuidad será controlada por el material blando. Podría esperarse que la vibración reduce la resistencia de corte peak de la discontinuidad. Cuando se evalúa la estabilidad de un fallamiento potencial debido a la vibración inducida por la tronadura, deben tomarse en cuenta las propiedades de la resistencia al corte residual de la superficie de la discontinuidad.

34 3.2.3 RESISTENCIA. La resistencia de una roca es función de un número de factores que incluyen el origen, mineralogía y el estado de la meteorización. Rangos típicos de resistencia usados para la clasificación de resistencia de rocas están dados en la Tabla 3.2. CLASIFICACION MUY DEBIL

DESCRIPCION Se puede cortar con un cuchillo

UCS (MPa) 1 - 25

MODERADAMENTE DEBIL

Un golpe fuerte con un martillo provoca una marca profunda

25 – 50

MODERADAMENTE FUERTE

Marcas poco profundas con un golpe firme del martillo

50 – 100

FUERTE

La muestra se quiebra con el golpe firme del martillo.

100 – 200

MUY FUERTE

Se requieren muchos golpes para quebrar la roca.

+ 200

TABLA 3.2 Tabla de resistencia de la roca. La resistencia de la masa rocosa es improbable que influya en la estabilidad de un talud bajo la carga de la vibración inducida por la tronadura cuando el talud cae fuera de la zona de daño de la tronadura. Sin embargo, la variación local de la resistencia del material, particularmente de pequeñas irregularidades y protuberancias en las superficies de las diaclasas, pueden posiblemente influir en la estabilidad del talud. Cuando están sujetas a vibraciones y movimientos, las protuberancias débiles tenderán a cortarse, reduciendo por lo tanto la resistencia al corte de la discontinuidad (tenderá hacia la resistencia residual de la discontinuidad) 3.3 INFLUENCIA DEL IMPACTO AMBIENTAL. El impacto de la tronadura en el medio ambiente se distribuye a través de la vibración inducida, y la sobre presión de la explosión al aire. Para una extensión mayor o menor, ambos efectos están influenciados por las propiedades de la roca aunque estos efectos son muy incontrolables por el operador. Probablemente las mayores influencias, y las únicas que se pueden controlar, son el diseño y la geometría de 1as tronadura. 3.3.1 VIBRACION DEL SUELO. A medida que una onda sísmica se propaga a través de un medio, su amplitud disminuye como resultado de la acción combinada de dos factores: propagación geométrica y pérdidas por fricción. La propagación geométrica no produce pérdida de la energía vibracional sino que describe la dispersión geométrica de la frente de onda que se expande, la que puede variar de planar (en un campo muy cercano), a cilíndrica (campo mediano) a esférica (campo lejano) para columnas largas de explosivos tales como se encuentran en las operaciones de tronaduras en bancos. Las pérdidas friccionales toman en cuenta la pérdida de la energía vibracional a través de un medio no elástico. Es una característica de la roca, que también está influenciada por las estructuras. Rocas de módulos altos, de alta competencia exhiben una baja fricción interna y se puede aproximar al comportamiento elástico. A medida que el módulo y la competencia decrecen, las pérdidas friccionales aumentan y ocurre una atenuación más rápida de la energía vibracional.

35 Se han usado varias ecuaciones para describir la pérdida en la amplitud A de una onda vibracional, siendo las más comunes:

donde K,

α

y

β

A = K * e −αx

(34)

A = K * e−β

(35)

a = K * x − β eαx

(36)

son constantes especificas del lugar y x es un término de distancia escalar.

Cada ecuación está restringida en su aplicación por las suposiciones detrás de su deducción. La ec. 34 se aplica en el caso de una onda plana que se propaga a una frecuencia fija. La ec. 35 supone un comportamiento elástico (sin pérdida friccional). La ec. 36, que incorpora mecanismos de pérdidas friccionales y geométricos, supone una frecuencia fija de vibración implicando que no existe ningún pulso ampliado con el aumento de la distancia de la propagación. Se puede observar fácilmente que la frecuencia de la onda diminuye con el aumento de la distancia de propagación, siendo la rapidez de disminución fuertemente influenciada por la naturaleza de la masa rocosa a través de la cual viaja la onda. Por lo tanto, las suposiciones concernientes a la frecuencia de una onda simple no se pueden considerar válidas. Igualmente, las suposiciones de la onda planar no son válidas excepto muy próxima al hoyo, de manera que la ecuación más apropiada para abarcar tanto e1 efecto de la pérdida friccional como el efecto de la dispersión geométrica es la ec. 36, aunque ésta aún no describe la frecuencia del pulso. El modelo más exhaustivo para describir la variación en la amplitud de la vibración y la frecuencia a medida que la onda de vibración se propaga a través de la roca, es la desarrollada por Kavetsky et al (1990). Para una aproximación razonable, las dos influencias de atenuación se pueden modelar por una curva exponencial similar a la ec. 35, donde el exponente

β

es el efecto suma tanto de la pérdida

friccional y de la dispersión geométrica. Esta es la ecuación más comúnmente usada, generalmente expresada en la forma:

 D  PPV = K    Wt 

−α

(37)

donde D es la distancia entre el monitor y la tronadura, Wt es el peso del explosivo por retardo. K es una constante del lugar, el término

D / Wt

se refiere a la distancia escalar y

α

también es

una constante que combina las pérdidas friccionales y geométricas. Debido a que la ecuación de la distancia escalar combina la influencia de la pérdida friccional y la dispersión geométrica, el exponente variará de acuerdo a las condiciones del lugar y tendrá un valor que debe ser siempre mayor que l (ya que un valor de α = 1 representa el caso de una dispersión esférica sin tomar en cuenta la pérdida friccional) y comúnmente en el rango de 1.5 a

1.8. Tipos de rocas masivas y competentes tendrán un valor de fracturadas, meteorizadas o de baja resistencia.

α

36 menor que para tipos de rocas

Una influencia adicional de la condición de la roca en el nivel de vibración inducido en el subsuelo se puede observar a través del coeficiente K en la ecuación de la distancia escalar. El término K describe la amplitud inicial del choque o pulso de vibración a alguna distancia muy próxima al hoyo. Por lo tanto, es dependiente del peso del explosivo por metro de hoyo y de la potencia del explosivo en el hoyo. Estudios recientes (McKenzie et al, 1992), sin embargo mostraron que el valor del coeficiente K puede estar también influenciado por el grado de confinamiento de la carga. El grado de confinamiento, a su vez, está influenciado por las propiedades de resistencia y estructurales de la roca que rodea al hoyo. Por lo tanto es bastante probable que en una tronadura de muchos hoyos, hoyos diferentes producirán diferentes amplitudes de vibración, a pesar de un carguío “idéntico”, debido a diferentes condiciones de roca, diferentes dimensiones de burden, diferentes grados de sobre quebradura de los hoyos previos, etc. 3.3.2 SOBRE PRESION DE TRONADURAS DE AIRE. La sobre presión por tronaduras de aire es una consecuencia inevitable en cualquier tronadura. Aún en tronaduras muy profundas, donde no hay eyección de taco o estallido de material, genera sobre presión. Las propiedades de la roca tienen la habilidad de influenciar a la sobre presión a través de dos mecanismos separados: uno relacionado con la vibración y otro con el venteo de los gases de la explosión. Se ha demostrado (McKenzie, et al, 1990) que la vibración del suelo por sí misma produce sobre presión. La sobre presión más alta, por lo tanto, se producirá en la cara del banco donde los niveles de vibración son mayores. Estos niveles de sobre presión se atenuarán a través de los procesos normales. Los factores de roca que influyen en el nivel de vibración en la cara del banco, influirán, por lo tanto, en los niveles de sobre presión inducidos de esta forma. La segunda influencia de las propiedades de la roca es en el venteo de los gases de alta presión de la explosión. El venteo se promueve en tipos de roca que son altamente diaclasadas, y es particularmente prominente en tipos de rocas que contienen oquedades o cavidades. En este tipo de roca, las cargas explosivas deben tener un burden adicional para evitar la sobre presión alta o proyección de rocas. Alternativamente, a las cargas se le puede incorporar taco de aire, o se pueden desacoplar en un intento de reducir la presión de hoyo peak, y por lo tanto el venteo.

37 4. DISEÑO DE TRONADURAS. Los factores principales asociados con el diseño de tronaduras en banco se pueden resumir como sigue: 1. 2. 3. 4. 5. 6.

Diámetro del hoyo. Malla de tronadura (burden y espaciamiento). Largos de la pasadura y el taco. Tipo de explosivo y factor de carga. Secuencia de la iniciación y tiempos de retardo. Tipo y tamaño del iniciador.

Típicamente, la tronadura en cualquier lugar, tendrá un requerimiento particular tales como fragmentación, control del perfil de la pila tronada, control del piso, o control del medio ambiente. Este control se logra a través de ajustes de uno o más de los factores de diseño nombrados anteriormente, haciendo el trabajo de optimización del diseño una tarea muy específica del lugar. Como tal, no deben haber reglas estrictas para la selección de todos los factores mencionados, ya que el número y el grado de interacción entre los factores son casi infinitos. Lectores interesados pueden leer a Hemphill (1981) y Afrouz (1988), para buenas revisiones de varias fórmulas de diseño de tronaduras y a Langefors y Kihlstrom (1978) para una muy buena aproximación teórica al diseño de tronaduras. 4.1 DIAMETRO DE LOS HOYOS. En muchos aspectos el diámetro de los hoyos es el factor de diseño más crítico, ya que la mayoría de los otros factores están tradicionalmente relacionados a esta dimensión. Cuando se selecciona el diámetro de hoyo los factores principales involucrados en la decisión son: 1. 2. 3. 4. 5.

Costo específico de la tronadura ($/m3 de roca tronada). Fragmentación y la relación entre el espaciamiento de los hoyos y de las fracturas. Control de la exactitud de la perforación, y su efecto en la fragmentación, seguridad e impacto ambiental. Tamaño de la perforadora y la accesibilidad al sitio. Altura del banco y la proporción del hoyo requerido para el taco.

Cuando el espaciamiento de las fracturas no es un factor crítico, el diámetro de hoyo se puede seleccionar sobre la base de la exactitud, velocidad y costo de perforación. El diámetro de hoyo óptimo se relaciona frecuentemente a la altura del banco o a la longitud requerida de hoyo, ya que varias fuentes diferentes de desviación de perforación se relacionan a lo largo del hoyo perforado. Inherentemente, una perforación exacta se obtiene usando el diámetro de hoyo más grande operacionalmente y perforando hoyos lo más corto posible consistente con la perforación eficiente. Cuando el espaciamiento de fracturas es un factor crítico que influye en el resultado de la tronadura, el diámetro se elige tan pequeño como sea posible para asegurarse que espaciamiento y burden intercepten tantos bloques como sea posible. El grado al cual el diámetro se puede reducir dependerá del largo de hoyo requerido y del costo de perforación. Debe notarse que con diámetros grandes y mallas pequeñas, se requerirán tacos intermedios para reducir la cantidad de explosivos por hoyo, lo que es considerado indeseable. El aumentar el diámetro tiende a reducir el costo total de perforación y tronadura, pero se pierde algún grado de control sobre la fragmentación, daño e impacto ambiental. Mallas de tronadura perforadas con diámetros grandes requieren por lo general un factor de carga más alto que mallas

38 perforadas con diámetros más pequeños para compensar la mala distribución del explosivo a través de la roca. Como una guía empírica el diámetro de hoyo deberá estar entre 0.5% y 1% del largo requerido de hoyo (por ej. , una longitud máxima de hoyo = 100 a 200 veces el diámetro). Hoyos de diámetro más pequeño que esto (y su correspondiente burden y espaciamiento más pequeño) entregará mejor fragmentación, menores vibraciones y permitirán el uso de perforadoras más livianas y móviles pero probablemente aumentarán el costo de perforación.

hb = 150d d=

(38)

hb 150

donde hb es la altura de banco (m) y d es el diámetro de hoyo (m). 4.2 TAMAÑO DE LA MALLA DE TRONADURA. El espaciamiento y burden de tronadura se debe seleccionar para adecuarlo a la condición local de la roca y en particular al espaciamiento de fracturas. Esto es particularmente importante cuando el espaciamiento de fracturas está en el intervalo de 1 a 5 m, cuando es inevitable que algunos bloques, en los cuales no se perforó ningún hoyo, rodará fuera de la tronadura sin fragmentarse y provocará dificultades de fragmentación y excavación. 4.2.1 SELECCIÓN DEL BURDEN. La regla más simple para estimar las dimensiones del burden es la siguiente ecuación: Burden = K Diámetro

B =K d

(39)

donde B es el burden (m) y d es el diámetro del hoyo (m) y la constante de proporcionalidad K varía de 20 a 40. Usando esta relación, el burden para un hoyo de 102 mm de diámetro puede esperarse que esté en el rango de 2 a 4 m, dependiendo de otros factores tales como la altura del banco y las condiciones de la roca. Análisis recientes de métodos de estimación práctica de las dimensiones del burden se han realizado por Rustan (1990), quien concluyó que las dimensiones del burden eran diferentes para operaciones de superficie y subterráneas, con burdens en operaciones subterráneas menores que en las de superficie. Rustan presentó dos ecuaciones, cada una de las cuales simplemente relaciona el burden con el diámetro de hoyo. (superficie)

Bopt = 18.1d 0.689 (40)

39 (subterránea)

Bopt = 11.8d

0.630

donde Bopt es el burden óptimo (m) y d es el diámetro de hoyo (m). Usando la fórmula de Rustan, el burden para un hoyo de 102 mm de diámetro, se espera que sea de 3.7 m de promedio. Rustan también entrega rangos máximos y mínimos para su ecuación, estableciendo que el burden máximo se espera que sea alrededor de un 50% mayor que el dado por la ecuación, y el mínimo un 35% menor que el dado por la ecuación de más arriba. Sin embargo, se han desarrollado relaciones más complejas y que han demostrado ser buenos estimadores. Tienen la ventaja principal que toman en cuenta distintas densidades y potencia en peso de los explosivos usados en los hoyos. Langefors & Kihlstrom (1978) presentan una

derivación del burden máximo (Bmax en m) que depende de la densidad de carga ( ρ eff en kg/m3), la potencia en peso del explosivo (ws, como un % relativo al Anfo), la contante de roca Sueca (c, kg/m3) y la relación espaciamiento/burden, S/B (como se perfora). La ecuación (41) se deriva de la de Langefors & Kihlstrom para uso general en banco y en túneles.

Bmax = 0.088d

ρ eff ws c( S / B)

o alternativamente

(41)

ρ eff ws Bmax = 0.088 d c ( S / B) Como un ejemplo, en una tronadura en cantera, usando un diámetro de hoyo de 102 mm y Anfo

( ρ eff = 850 kg/m3), se puede lograr un burden máximo de 3.6 m en una roca con una constante c = 0.45, y una relación S/B de 1.15 (malla equilátera). El Bmax decrecería a 3.1 m en condiciones donde la constante de roca se aumente a 0.6 (condiciones de tronadura más difíciles debido generalmente a las diaclasas). Como guía general el valor apropiado para el factor de roca es el mismo que para el factor de carga, expresado en kg/m3. (Sección 3.1.4). Sin embargo, cuando se usa la ecuación (41), note que el factor de roca sueco tiene las mismas unidades que el factor de carga. En la práctica el autor ha encontrado que los mejores resultados se obtienen de esta ecuación cuando el factor de roca tiene el mismo valor que el diseñado o factor de carga nominal. Esto es equivalente a decir que el factor de roca o tronabilidad se define mejor en términos del factor de carga requerido para obtener los resultados deseados. La tronabilidad por lo tanto llega a ser dependiente no sólo de las propiedades de la roca sino que también de los requerimientos para el levantamiento y la fragmentación. En la práctica, los burdens operativos reales están frecuentemente alrededor de un 10 a 29% menos que el valor máximo calculado usando las ecuaciones anteriores, para efectuar un mejor control sobre la fragmentación y para lograr un adecuado esponjamiento para facilidad de la excavación. El burden máximo calculado frecuentemente produce una fragmentación demasiado gruesa para el tamaño particular del chancador y tipo de excavador usados en minas y canteras.

40

B min = 0.066d

ρ eff ws c ( S / B)

o alternativamente

(42)

ρ eff ws Bmin = 0.066 d c( S / B) donde Bmin es el burden mínimo aconsejable (m). Cuando se reduce el burden sin embargo debe recordarse que hay límites prácticos debajo del cual el burden no se debe reducir. La dimensión limítrofe es aquella que produce fuerte estallido de la cara del banco. En la fila frontal de hoyos, esto produce altos niveles de sobre presión de tronaduras de aire y una alta probabilidad de proyecciones de roca a mucha distancia. En las filas sucesivas de hoyos, burdens pequeños provocan interacción entre las cargas, produciendo posiblemente ya sea iniciación por simpatía, cargas insensibilizadas o cortes en columnas de cargas adyacentes. El burden mínimo aconsejable Bmin es aproximadamente un 25% menor que el máximo recomendado, como se muestra en la ecuación (42). 4.2.2 SELECCIÓN DEL ESPACIAMIENTO. La selección del espaciamiento de hoyos de tronadura está generalmente relacionada al burden. Siempre que sea posible, es recomendable que se use una malla trabada, ya que esta proporciona el rompimiento más efectivo de la roca para un factor de carga fijo. Evidencias teóricas y prácticas sugieren que la relación óptima S/B para operaciones normales en bancos con mallas trabadas está en el rango de 1.1 a 1.4 La figura 4.1 presenta esquemáticamente los beneficios de las mallas trabadas. El beneficio de las mallas trabadas llega a ser menos obvio en rocas muy diaclasadas o fracturadas. También se ha sugerido que los beneficios de la malla trabada sobre la cuadrada se pueden perder si el diámetro de hoyo es demasiado pequeño para permitir una perforación exacta sobre la altura de banco requerida. Para operaciones que requiere la formación de grandes “armaduras” de roca, la relación S/B puede disminuir hasta alrededor de 0.5. este tipo de tronadura efectivamente corta grandes bolones de roca desde la cara del banco sin efectuar mucha fragmentación dentro de la rebanada. Típicamente, las tronaduras diseñadas para generar “armadura” de roca consiste en iniciar una fila sola, con factores de carga reducido hasta 0.25 kg/m3 y con una relación S/B de aproximadamente 0.5. 4.3 ALTURA DE BANCO/LARGO DE HOYO. El largo de hoyo es, generalmente, levemente mayor que la altura del banco. El largo de los hoyos tiene un efecto directo en el burden máximo que se puede quebrar con explosivo. Discusiones acerca de la influencia de la altura del banco o el largo de los hoyos en la fragmentación lo relacionan principalmente con la “esbeltez” de la roca. La esbeltez de la roca es una medida de cuan fácil una viga o una placa puede doblarse por una fuerza externa. En la terminología de ingeniería, la esbeltez es independiente de la carga, y dependiente totalmente de las propiedades geométricas de la viga – su largo, sección transversal y las propiedades mecánicas. Si se hace una

41 analogía entre una viga y el burden enfrente de un hoyo solo de tronadura, el burden representa el grosor de la viga, la altura del banco representa el largo de la viga y el espaciamiento el ancho. Por lo tanto, la relación del burden/altura del banco define la relación de esbeltez para el hoyo y el burden. El papel de doblarse, o flectarse en la fragmentación de la roca en el burden es claramente evidente en las fotografías de las caras de los bancos durante la tronadura. Una vista típica digitalizada se muestra en la fig. 4.2, en donde el pandeo de la cara es claramente evidente. Es importante recalcar que la cantidad de pandeo aumenta de acuerdo a la tercera potencia del largo de la viga. Luego, si el largo de la viga se aumenta al doble, la deflexión máxima aumenta en un factor de 8 para la misma carga aplicada. El concepto de la esbeltez explica porqué el quebrantamiento disminuye a medida que la altura del banco o la longitud del hoyo se acorta, a menos que el burden también se reduzca. La esbeltez también explica porqué los hoyos cortos son más adecuados para producir proyección de roca y sobre presión de tronaduras de aire. La relación de esbeltez, Sr, para las mallas de tronaduras, se define como:

Sr =

hb B

(43)

donde hb es la altura del banco (m) y B es el burden (m). Idealmente se recomienda que la relación de esbeltez sea alrededor de 3, según la investigación de Ash & Smith (1976). Para relaciones menores que 2, la relación diámetro/burden debería disminuir según los valores calculados por las ecuaciones (40) o (41). Una aproximación estadística para estimar la longitud práctica máxima del hoyo fue sugerida por AECI (1984), basado en estudios de desviaciones de los hoyos. Se sugirió que un límite práctico para la longitud de hoyo es aquel largo más allá del cual la probabilidad de que los hoyos se traslapen excede el 10%. El artículo también sugiere, como una guía aproximada, que la siguiente ecuación se puede usar para estimar la exactitud típica de perforación:

W = 2d + rL

(44)

donde W es la desviación estándar de la desviación del hoyo (m), L es el largo del hoyo (m), d es el diámetro del hoyo y r = 0.03 para hoyos verticales y 0.04 para hoyos inclinados. Asumiendo que la superposición o traslape es probable que ocurra una vez que la desviación exceda la mitad del burden del hoyo, la ecuación anterior se puede re escribir para una probabilidad del 10% de traslape:

Lmax =

1  Burden  − 2 Diámetros   r  3 .7 

(45)

donde Lmax es el largo máximo de hoyo que se puede perforar sin exceder el 10% de probabilidad de traslape en la pata de los hoyos. Usando estas guías, un hoyo de 104 mm de diámetro con un burden diseñado de 3 m, se puede perforar un largo vertical máximo de casi 20 m y un largo máximo inclinado de sólo 15 m. Hoyos

42 más largos se pueden perforar si se mejora la exactitud de perforación, pero para esto es probable que se requiera un sistema de medición de desviación. 4.4 SELECCIÓN DE LA PASADURA. La pasadura es necesaria en la mayoría de las operaciones, para proporcionar un grado suficiente de fragmentación al nivel de piso. El grado de fragmentación logrado en la base de una columna larga de explosivo es pequeño relativo a la lograda alrededor del centro de la carga. En relación con lo anterior, los hoyos se deben perforar debajo del nivel del piso del banco. Sin una pasadura adecuada puede resultar un piso irregular, y se perderá un tiempo valioso y la productividad de la maquinaria en lograr las condiciones de piso diseñadas.

Lsd = K sd d

(46)

donde Lsd es el largo de la pasadura (m), d es el diámetro de hoyo (m) y la constante Ksd varía de 8 a 12. La pasadura efectiva será generalmente menor que la esperada debido al detritus de la perforación que caen en el hoyo después que la perforación se termine. Se debe evitar el exceso de pasadura por las siguientes razones: 1. 2. 3.

Aumenta los costos de perforación y explosivos. Hace que el empate de hoyos en el banco inferior sea muy difícil y provoca bolonaje en estos hoyos. Aumenta los niveles de vibración inducida.

La necesidad de grandes cantidades de pasadura se puede reemplazar por el uso de cargas de alta energía en la base de todos los hoyos. Tal aumento en la carga basal se efectúa usando explosivos de alta densidad que tienen una presión de detonación alta y altas velocidades de detonación. Cuando se reduce la pasadura de esta manera, es importante recordar que se requiere que la carga basal esté completamente acoplada contra el hoyo, de manera que el uso de cartuchos sin taconear no puede ser efectivo para proporcionar la energía adicional requerida. 4.5 SELECCIÓN DEL TACO. El taco se añade a los hoyos para proporcionar el confinamiento de la energía de la explosión. Mientras más tiempo el material del taco permanezca en su lugar mayor es la efectividad de la energía explosiva y mayor es el grado de fragmentación y desplazamiento logrado por la tronadura. Ambientalmente, el taco es esencial para minimizar el nivel de sobre presión de la tronadura de aire y para controlar la generación de proyección de rocas desde la región del collar del hoyo. Generalmente el largo del taco se relaciona al diámetro de hoyo (y por lo tanto al burden) y comúnmente es igual al burden. En tipos de rocas donde la sección principal de la roca está meteorizada o fracturada, los largos se pueden aumentar sin impacto adverso en la fragmentación. Por el contrario, cuando la sección superior de los hoyos está en roca masiva o con bloques, la altura del taco se debe minimizar. Un buen control de la eyección del taco y el rifleo se obtiene generalmente usando la siguiente relación:

Lst = K st d

(47)

43 donde Lst es el largo de taco (m), d es el diámetro del hoyo (m) y la constante Kst varía de 25 a 30. El material del taco es crítico en cualquier revisión del funcionamiento del taco. En muchas operaciones mineras, sólo se usa el detritus de perforación por su conveniencia. Sin embargo, a menos que el detritus sea muy grueso, es un material muy ineficiente para el taco, requiriendo una columna significativamente más larga relativa a la que se requiere para un material árido más grueso, para lograr un control estricto sobre la eyección del taco y de la proyección de rocas. El material óptimo para el taco es un árido graduado con un tamaño medio aproximadamente igual a un décimo o un quinceavo del diámetro del hoyo. Luego, un hoyo de 100 mm de diámetro debería utilizar un árido de 10 a 12 mm. Bajo estas condiciones, el largo del taco frecuentemente se puede reducir a casi 20 a 25 veces el diámetro del hoyo. La angulosidad es también el requerimiento principal del material para el taco. Partículas bien redondeadas tales como la grava aluvial es mucho menos efectiva que el árido chancado. El largo del taco requerido para contener completamente los productos de la explosión por lo tanto se puede reducir ya sea al reducir el diámetro del hoyo o al reducir la potencia efectiva del explosivo. El último efecto se puede lograr por el uso de tacos de aire que reduce significativamente las presiones peak de hoyo. Cuando se usan tacos largos, se observa una reducción significativa en la cantidad de proyección. La reducción en la cantidad de explosivo en los hoyos reduce la energía total disponible para desplazar la roca quebrada, y la sección del taco sin explosivo del hoyo simplemente se desplomará durante la tronadura. El taco tiene también una fuerte influencia en la estabilidad de la cresta formada por la tronadura. Tacos cortos generalmente producirán crestas más limpias que tacos más largos, ya que la roca alrededor de la sección del taco está por lo general quebrada por una acción de cráter. Cuando se requieran crestas en buenas condiciones (por ej. bermas de contención) los largos de tacos se tendrán que disminuir. 4.6

DISTRIBUCION DEL EXPLOSIVO.

Los términos distribución de explosivo y distribución de energía se usan frecuentemente pero rara vez se han explicado. Los términos se usan para describir la uniformidad con que el explosivo se distribuye a través del volumen completo de la roca que se requiere excavar. Está por lo tanto influenciada por los siguientes factores: 1. 2. 3. 4. 5.

Diámetro del hoyo. Densidad del explosivo y potencia en volumen. Largo del taco Burden y espaciamiento. Pasadura.

De las secciones precedentes, todos estos factores están ínter relacionados y la mayoría están influenciados, preponderantemente, por la elección original del diámetro de hoyo. Es importante remarcar que existen métodos para la revisión gráfica de la distribución de energía, como se muestra en la fig. 4.3. Esta figura compara como se distribuye la energía explosiva a través de la sección transversal de dos tronaduras con el mismo factor de carga nominal (0.5 kg/m3) – una malla diseñada con un diámetro grande (311 mm) y con su correspondiente burden, espaciamiento y taco grande, y la otra diseñada con diámetros de hoyo pequeños. Aunque el color de los contornos se han perdido en los cuadros en blanco y negro, la ubicación y tamaño de los contornos

44 proporcionan una imagen gráfica de la distribución de la energía, con niveles de contorno decrecientes a medida que aumenta la distancia desde los hoyos. El método del contorno de energía ilustra porqué los problemas de fragmentación se pueden anticipar alrededor de las áreas del collar para las mallas de diámetros grandes de hoyos. Una definición simple de la distribución del explosivo la proporciona la relación de carga, que describe la distribución vertical de la carga en un banco como la relación entre el largo de la carga sobre el piso del banco (o sea, largo de la carga – pasadura) y la altura del banco, como se muestra en la ecuación:

Cr =

(hb − Lst − Lsd ) hb

(48)

donde Cr es la relación de carga, hb es la altura del banco (m), Lsd es la pasadura (m) y Lst es el taco. 4.7

INCLINACION DEL HOYO.

El uso de hoyos inclinados en tronaduras en canteras es muy común en Australia e indudablemente representa la norma más que la excepción. Los hoyos inclinados tienen muchas ventajas sobre los hoyos verticales, incluyendo: 1. 2. 3. 4. 5.

Costos reducidos de perforación y explosivos debido a un tamaño de malla aumentado. Una estabilidad mejorada alrededor de la cresta del banco. Sobre quebradura reducida. Desplazamiento aumentado de la pila tronada, lo que mejora la excavabilidad. Condiciones de pata mejoradas y reducción de la pasadura.

En virtud del grado reducido de la fijación de la carga en hoyos inclinados, los requerimientos de explosivos y factores de carga se reducen. Langefors & Kihlstrom (1978) reportan que el grado de fijación se puede reducir desde la unidad para hoyos verticales a 0.85 para hoyos inclinados a 18º. Tamrock sugiere que la perforación específica (metros perforados por metro cúbico) se puede reducir en un 15% al inclinar los hoyos en 18% (1:3). El uso de hoyos inclinados significa que se puede lograr un burden constante para una fila frontal (cuando la inclinación del hoyo es igual a la de la cara del banco). Esto puede tener un impacto muy importante en la fragmentación, condiciones de patas y en la forma de la pila lograda por la tronadura. La dificultad en seleccionar el ángulo de inclinación de los hoyos está determinada por la facilidad de estimación del ángulo de la cara del banco existente en cada lugar donde se planee un hoyo. Sistemas por láser modernos y portátiles de medición de distancias parecidos a binoculares, se pueden usar para obtener una estimación confiable muy fácil y rápidamente. Las desventajas asociadas al uso de hoyos inclinados se pueden resumir como sigue: 1. 2. 3. 4.

Aumento de los errores de alineación. Aumento de la susceptibilidad a la desviación. Se requiere una supervisión más estrecha durante la perforación. Aumento del desgaste de las barras de perforación.

Algunas operaciones también reportan una mayor tendencia a que los hoyos se tapen cuando son inclinados, y en general el grado de dificultad aumenta con el grado de inclinación. Sin embargo, la

45 mayoría de las operaciones reportan que los beneficios de usar hoyos inclinados tienen mayor peso que las desventajas. 4.8 PRIMADO DE LOS HOYOS. El tamaño y el tipo de iniciador usado para iniciar una columna explosiva pueden tener una influencia importante en los resultados de la tronadura. El trabajo del iniciador es proporcionar la energía inicial a la cual la reacción de la detonación comienza dentro del explosivo y se sostiene a sí misma. Si existe alguna duda concerniente a la efectividad de la práctica de primado, la medición del VOD en el hoyo se puede realizar fácilmente para determinar tanto la velocidad de régimen de detonación y el largo de la zona medida. 4.8.1. POSICIÓN DEL INICIADOR. Se ha notado en muchos experimentos y monitoreos que frecuentemente hay un tiempo finito para la reacción de la detonación dentro del explosivo para alcanzar la velocidad de régimen. Durante este tiempo, el VOD del explosivo está aumentando continuamente, a medida que más y más explosivo contribuye a la reacción. Experimentalmente se ha encontrado que este largo en una columna de explosivo puede ser de 3 a 5 veces el diámetro del hoyo a cada lado del iniciador. Cuando el VOD es menor que la velocidad de régimen, la energía disponible para la fragmentación se reduce. Una ecuación comúnmente usada para expresar el grado de reducción de energía es:

 VOD  Es =   VODSS 

2

(49)

donde VOD es la velocidad real de detonación, VODss es la velocidad de régimen de detonación y Es es la fracción de la energía de choque máxima disponible producida en la detonación. La región alrededor del iniciador puede por lo tanto recibir menos energía de choque que cualquiera otra a lo largo de la columna explosiva. Por esta razón y porque el grado más grande inherente de fijación es en la base del hoyo, se recomienda que el iniciador no se coloque en la base del hoyo, pero sí alrededor del nivel del piso teórico del banco de manera que la fragmentación en la base de la carga sea suficiente para promover una excavación fácil. El colocar el iniciador en el centro de la carga hace sentido en muchos aspectos por el hecho de que asegura que la detonación en estado de régimen se logra en la base de la columna, proporcionando la máxima fragmentación en la región del piso. 4.8.2. TAMAÑO DEL INICIADOR. La iniciación eficiente requiere que la presión efectiva de detonación del iniciador exceda la presión de detonación de régimen de la columna explosiva. En este contexto, la presión de detonación efectiva,

Pd* , se considera como la presión de detonación desacoplada del iniciador, y

por lo tanto está fuertemente influenciada por la relación entre el diámetro del iniciador y el del hoyo, o sea,

46

P = f c ρ iniciador VOD * d

__ =

2 iniciador

2 d iniciador 2 ρ iniciador VOD iniciador 2 d hoyo

donde fc es la relación de desacoplamiento,

(50)

ρ iniciador es la densidad del iniciador (kg/m ), y d 3

hoyo

y diniciador son los diámetros del hoyo y del iniciador, respectivamente. Luego, se prefieren los iniciadores de diámetros grandes. Idealmente, el diámetro del iniciador debe ser similar al del hoyo, explicándose porqué se necesitan iniciadores más grandes en hoyos con diámetros más grandes. Cuando el tamaño del iniciador es muy pequeño, la presión efectiva de detonación para el iniciador puede ser menor que la de la detonación en estado de régimen de la columna explosiva. Esto puede resultar en la formación de una zona donde el VOD de la columna explosiva aumenta a su valor de estado de régimen en un largo considerable de la columna. Una iniciación subestimada puede resultar en una falla de la columna en mantener la detonación de régimen y la reacción se puede detener antes que la columna se haya consumido. Una vez iniciada, la columna explosiva detonará de una manera muy controlada y estable sin la necesidad de iniciadores adicionales, a menos que el diámetro de los hoyos se aproxime al diámetro crítico del explosivo que se está usando, o si hay contaminantes (o sea, agua, detritus o material inerte entre la carga explosiva) que probablemente puede detener la reacción de detonación. El efecto de los contaminantes en la reacción de la detonación se sentirá más fuertemente cuando la presión de detonación efectiva del iniciador sea igual o menor que la presión de detonación de régimen del explosivo en la columna. Los iniciadores grandes son por lo tanto un seguro efectivo contra la influencia de insensibilización tales como el agua, barro, detritus, etc. 4.8.3. CANTIDAD DE INICIADORES. La iniciación múltiple generalmente se requiere sólo como un salvavidas contra el corte de los hoyos (el iniciador de más arriba asegura la detonación de la sección superior de la carga y el iniciador del fondo asegura la iniciación de la sección inferior de la carga). Sin embargo, la iniciación múltiple se usa también frecuentemente como un seguro contra una falla en el sistema de iniciación, en cuyo caso un segundo, frecuentemente menor iniciador, puede ser ubicado en la parte superior de la columna explosiva. Se recomienda que cuando se practique la iniciación múltiple, se deben utilizar retardos diferentes para el iniciador principal y secundario. Esto es para asegurar que en la mayoría de las ocasiones la columna sea iniciada desde el iniciador principal (o sea, al nivel del piso del banco). 4.9. SISTEMA DE INICIACION. El sistema de iniciación es el método usado para iniciar al iniciador, el que a su vez inicia la columna explosiva. El sistema de iniciación debe adecuarse al explosivo y al iniciador utilizado. Prácticas antiguas en grandes minas a rajo abierto giran alrededor del uso del sistema del cordón detonante, usando cordón detonante con potencia de explosivos que iban de 0.5 gr./m a 10 gr./m.

47 Aunque aún se usan comúnmente, estos sistemas se consideran perjudicial, ineficiente y generalmente anticuado. Tienen la ventaja principal relativo a otro sistema no eléctrico de ser bi direccional, o sea la iniciación se propaga igualmente en cualquiera dirección. 4.9.1. SISTEMAS NO ELECTRICOS. Los sistemas de cordón detonante consisten de un explosivo principal distribuido como un núcleo continuo dentro de un cordón envuelto apretadamente. El polvo explosivo detona a una velocidad cercana a 7.400 m/s, y la reacción es extremadamente violenta. Esta violencia puede, significativamente, interrumpir el explosivo que rodea al cordón, al punto que la columna de explosivo puede ser completamente insensibilizada e incapaz de ser detonada. Aunque esto es raro, un resultado común es la insensibilización la porción de explosivo inmediatamente alrededor del cordón, de manera que la energía del explosivo se reduce. El grado de reducción depende del diámetro del hoyo, de la potencia del cordón usado, y de la sensibilidad y densidad del explosivo. Además, el cordón detonante reduce la efectividad del material del taco, en la misma forma que afecta al explosivo, especialmente cuando se usa el detritus de la perforación como material de taco. El choque del cordón detonante comprime al material del taco alrededor del cordón, reduciendo el grado de compactación en el hoyo. Cuando está sujeto a altas presiones de los gases de explosión, el taco es eyectado más fácilmente, la energía de levantamiento se disipa más rápidamente y la sobre presión de la tronadura de aire aumenta marcadamente. El cordón detonante puede ser invariablemente reemplazado por los sistemas de tubos de choque. Estos sistemas tiene como característica una onda de choque de baja velocidad (aproximadamente 2000 m/s) que se propaga a través de un tubo al detonador. La reacción no es violenta, y relativamente silenciosa, no causando interrupción ni al explosivo ni al taco. Una ventaja adicional de este sistema relativo al del cordón detonante, es que permite el uso de retardos dentro del hoyo. Esta es una característica importante de la seguridad en la tronadura, ya que permite que los hoyos se inicien antes de que la detonación comience, eliminando virtualmente la ocurrencia de corte de tubos. También aumenta la flexibilidad de diseño, permitiendo una amplia elección de intervalos de retardo para lograr resultados específicos de tronadura. Cuando se usa el sistema de tubos de choque con múltiples iniciadores, se recomienda que el iniciador de la parte más superior utilice un retardo más largo, para asegurar que la detonación ocurra al fondo del hoyo mas que en la parte superior. Por lo general, por ejemplo, el iniciador de más abajo tendrá un retardo de 175 ms y el superior uno de 200 ms. La principal desventaja del sistema de tubos de choque comúnmente disponible fuera de EEUU es que son uni direccionales, o sea, la señal de iniciación viene sólo en una dirección. Con estos sistemas, hay un mayor riesgo de corte al elevarse el suelo o por las esquirlas de los detonadores de superficie comparado con los sistemas de dos vías tales como los sistemas de iniciación eléctrica. Una segunda desventaja, común a todos los sistemas de iniciación no eléctricos, es que el amarre no se puede chequear en forma rápida y segura. El único método disponible para asegurarse contra el amarre incorrecto es por lo tanto un chequeo visual – un método que consume mucho tiempo para las tronaduras grandes. 4.9.2. SISTEMAS ELECTRICOS. Los sistemas modernos de iniciación eléctrica vencen todas las desventajas de los sistemas de iniciación no eléctricos -–todas las unidades se inician simultáneamente y el amarre correcto se puede confirmar al medir la resistividad antes de la iniciación. Sin embargo, la principal desventaja

48 del sistema eléctrico es su susceptibilidad a la iniciación por rayos o corrientes eléctricas inducidas (o sea, relámpagos, transmisiones de radio). El disparo de grandes tronaduras con detonadores eléctricos puede, sin embargo, requerir varios sistemas de generación de potencia. Tal vez la principal razón para decidir los métodos relativos de los sistemas de iniciación eléctricos versus los no eléctricos, es lo relativo a la exactitud y la dispersión de las cápsulas. Se ha establecido (Bryan et al, 1990), que la iniciación confiable y la absoluta intolerancia hacia los tiros fallidos deben ser la principal consideración en el uso de cualquier sistema de iniciación. Bryan et al establece que los sistemas modernos de iniciación eléctrica disponibles en EEUU pero no en muchos otros países, sobrepasan a los iniciadores no eléctricos en términos de exactitud y confiabilidad. Estos factores no se pueden aplicar en lugares donde la exactitud de los sistemas eléctricos disponibles es menor que la de los no eléctricos. La exactitud del retardo y su implicancia en el resultado de la tronadura se discuten en mayor detalle en la sección 5.4. 4.10. SECUENCIA DE INICIACION. La secuencia de iniciación determina el orden en cual los hoyos cargados se detonan en una malla de tronadura. Comúnmente los términos usados para describir la secuencia de iniciación incluyen a V0, V1, Paralelo, Trabado, descritos en la figura 4.4, donde las líneas que unen los hoyos indican el tiempo de la detonación del hoyo. Los factores que influyen en la selección de la secuencia de iniciación incluye el número de caras libres, dirección preferencial de desplazamiento de la roca quebrada, la orientación de los conjuntos de diaclasas principales y la ubicación de las estructuras sensibles a medio ambiente. En general, la dirección del movimiento de la pila es normal a las líneas de tiempo mostradas en la figura 4.4. Cuando existen 2 caras libres, la iniciación de la tronadura comienza generalmente en la esquina libre, proporcionando un confinamiento mínimo de las cargas explosivas. El movimiento del burden en este caso tenderá a ser en un ángulo que bisecta el ángulo entre las 2 caras libres. Cuando existe sólo una cara libre, la iniciación comúnmente comienza en el centro de la primera fila de hoyos, y progresa a velocidades iguales alejándose del centro hacia los dos extremos de la malla. Este tipo de iniciación produce comúnmente una pila que tiene una altura máxima en la mitad a lo largo de la malla, con menor altura en los extremos aunque este efecto puede no ser pronunciado para mallas de hoyos largos. Cuando existe un diaclasado pronunciado, la secuencia de iniciación se alterará para proporcionar una mejor fragmentación o un mejor control del sobre quiebre. Comúnmente, las líneas de iniciación serán paralelas al rumbo del conjunto de diaclasas prominente o de los planos de estratificación, proporcionando un buen control de la fragmentación y del sobre quiebre y de la condición final de la pared. Mientras el control de la vibración esté poco influenciada por la secuencia de iniciación (más por el tiempo de iniciación), el control de la sobre presión puede estar fuertemente afectado por la secuencia de iniciación. En general, los niveles de sobre presión serán considerablemente altos (al menos 3 dBL) en la dirección del movimiento del burden, comparado con los niveles en la dirección opuesta. Considerables beneficios en términos de impacto ambiental en las residencias cercanas pueden resultar si la secuencia de iniciación se altera para dirigir el movimiento lejos de las residencias. Esto puede sin embargo provocar conflicto con los requerimientos para el control de la fragmentación y el obtener bancos con caras suaves y regulares.

49 4.11. SELECCIÓN DEL RETARDO. La selección del intervalo de retardo es una de las tareas más difíciles en el diseño de tronadura. El retardo tiene la habilidad de influenciar casi cada aspecto de la tronadura, incluyendo la fragmentación, estabilidad, excavabilidad, impacto ambiental y sobre quiebre. La detonación de hoyos individuales o grupos de hoyos se retardan de otros hoyos por las siguientes razones: 1. 2. 3. 4.

Para mejorar la fragmentación de la pila. Para proporcionar mayor control sobre el desplazamiento de la pila. Para reducir el grado de sobre quiebre y daño. Para reducir los niveles de vibración del suelo y la sobre presión.

La introducción de los elementos de retardo compromete el liberar toda la energía del explosivo en un período largo de tiempo. Antes de asignar un retardo en particular es necesario primero entender la dinámica de los diferentes efectos que el retardo está tratando de controlar. Se ha reportado varias veces que el retardo óptimo se relaciona al burden de los hoyos. Valores mostrados en la literatura varían de 3 a 15 ms/m de burden, con algunas referencias a valores tan altos como 26 ms/m. Por la variabilidad de estos datos, la regla general no debe tomarse en cuenta. El intervalo óptimo lo decidirá el tipo de roca y los requerimientos del operador. 4.11.1.

CONTROL DE LA FRAGMENTACION.

Los retardos ayudan a la fragmentación al introducir una acción de corte entre los hoyos adyacentes. Si una fila de hoyos se inicia simultáneamente, las grietas que crecen entre los hoyos se favorecen, con poco crecimiento delante de los hoyos hacia la cara libre. Bajo estas circunstancias, el burden tenderá a moverse como una hoja de roca, con poca fragmentación en el burden. Al retardar la detonación de un hoyo adyacente, un hoyo debe cortar un segmento de roca lejos de la masa principal de roca, proporcionando una fragmentación mejorada. Desarrollando más este argumento, el intervalo óptimo se relaciona con la velocidad del movimiento de la masa rocosa. Si la masa rocosa se mueve muy lentamente, se requerirá un intervalo de retardo más largo para efectuar el efecto de corte. Intervalos de retardos mayores que el tiempo necesario para una separación efectiva de un hoyo de la masa principal de roca, no ayudarán a la fragmentación. En la práctica, la velocidad del movimiento de la roca depende fuertemente del módulo de la roca y del grado de diaclasamiento. Tipos de rocas muy duras, masivas, se moverán con una velocidad más alta que una masa rocosa débil, altamente fracturada. Las mallas de tronadura con burden pequeño también tendrán altas velocidades de burden en relación con mallas con burdens más grandes. La masa rocosa y la malla, por lo tanto, determinan el intervalo óptimo para la fragmentación. El control de la fragmentación requiere que los hoyos detonen en una secuencia controlada. La selección de los retardos por lo tanto está influenciada por el sistema de iniciación usado. Por ej., el uso de un retardo de superficie de 17 ms en combinación con uno dentro del hoyo de 1000 ms no es aconsejable, puesto que la dispersión de la unidad dentro del hoyo probablemente excederá el intervalo del retardo de superficie, lo que resultará que el hoyo detone fuera de secuencia. 4.11.2. CONTROL DEL PERFIL DE LA PILA. La velocidad del movimiento de la roca de la roca quebrada desde la cara del banco depende del grado de interacción con los hoyos adyacentes. Si los hoyos adyacentes se disparan

50 simultáneamente y están lo suficientemente juntos uno de otro, la roca se moverá a mayor velocidad que un hoyo sólo. El disminuir el retardo entre hoyos (intervalo de retardo entre los hoyos de una misma fila) tenderá a producir un aumento general en el desplazamiento. El hacer tronaduras en túneles con retardos de milisegundos, por ej. , producirá un mayor desplazamiento de la pila que con retardos de períodos largos. Siempre se ha observado que la roca hacia la parte posterior de la malla se moverá más lentamente que la roca de la cara. Esto produce un alto grado de confinamiento en la parte posterior de la tronadura que en el frente. Esto es causado por la acción de arrastre en la base de los hoyos, lo que se puede reducir colocando cargas de fondo de alta densidad en todos los hoyos. A medida que los intervalos entre filas aumentan, el grado de confinamiento en la parte posterior de la tronadura disminuirá. Los principales efectos de esto serán producir una mayor potencia en la parte posterior y producir más desplazamiento de la pila total. Se puede usar la fotografía de alta velocidad o la grabación en videos, y su subsecuente digitalización en el computador, para cuantificar la velocidad de movimiento del burden y para indicar los retardos apropiados entre filas. 4.11.3. SOBRE QUIEBRE Y CONTROL DE DAÑO. El sobre quiebre y el daño frecuentemente se incrementan con intervalos de retardo muy cortos. Los intervalos de retardos cortos pueden aumentar el daño ya sea por vibración o por sobre confinamiento como se discutió más arriba. Si la última fila de hoyos (contra el nuevo banco) llega a estar demasiado confinada, el movimiento principal de la roca se lleva a cabo al expandirse los gases de explosión en la dirección vertical. Puesto que la expansión comienza en la base del hoyo, se tiende a formar un efecto muy grande de craterización, causando un fracturamiento extenso en la nueva cara del banco. Esto se manifiesta como un levantamiento en la superficie, y puede ser aparente a distancias hasta de una altura de banco detrás de la última fila de hoyos. El mecanismo principal del daño por sobre quiebre es por lo tanto la expansión de los gases. La influencia de gases de alta presión se puede minimizar al disminuir el grado de confinamiento de la última fila de hoyos. Intervalos largos de retardo entre las dos últimas filas se usan frecuentemente para minimizar este efecto. La aplicación de perforación inclinada también se considera beneficioso para el control de la pared, con ángulos de 15º a 25º que han dado buen resultado en términos de control del sobre quiebre. La perforación inclinada sin embargo debe hacerse con el completo conocimiento de la geología estructural del lugar, ya que el ángulo de muchas caras de bancos está controlado por diaclasas o estratificación prominente. Un mecanismo que se considera secundario respecto al efecto del gas es el efecto del aumento de la vibración. La vibración se puede considerar como un esfuerzo dinámico y a medida que el nivel de esfuerzo aumenta, también lo hace el grado y extensión del quebrantamiento. El retardo debe ajustarse para asegurar que el aumento de la vibración de más de un hoyo no produzca niveles de vibración mayores que el nivel máximo de un hoyo solo. Para efectuar esto, el intervalo de retardo debe relacionarse a la duración del pulso de vibración dinámica a una distancia de 1 a 2 dimensiones de burden desde el hoyo. Esto variará desde alrededor de 10 ms para una roca de resistencia alta y alto módulo, hasta tal vez 50 ms para tipos de rocas débiles, más plásticas tales como la arenisca, roca sedimentaria y calizas meteorizadas. Es importante considerar que la vibración relacionada al daño en la cara de los bancos, está controlada por la concentración lineal de carga en los hoyos. Esto a su vez, está controlado por la

51 elección del diámetro del hoyo. Diámetros grandes de hoyos con explosivos totalmente acoplados, aún cuando la longitud de carga está restringida, produce grandes envolventes de daño. La figura 4.5 presenta perfiles de daño alrededor de las cargas de varios diámetros y largos, mostrando que la influencia dominante es el diámetro de carga. Se puede lograr un sobre quiebre reducido si se reduce el diámetro de hoyo. No hay indicación que el reducir el factor de carga reducirá el daño, y al contrario, hay indicaciones que el daño se puede aumentar reduciendo el factor de carga a un punto donde las cargas se sobre confinan. Altos factores de carga promueven movimientos de burdens que reducen el confinamiento y la craterización de las cargas. Una combinación de un factor de carga ligeramente aumentado y una concentración lineal de carga reducida (diámetro de hoyo reducido) es muy exitoso en lograr caras suaves y un sobre quiebre mínimo. 4.11.4. CONTROL DE LA VIBRACION Y DE LA SOBREPRESION. El control de la vibración requiere el uso de retardos para asegurar que las vibraciones(del suelo y aéreas) de un hoyo se han disipado largamente antes de que detone otro hoyo. De esta forma, los efectos de los hoyos individuales son independientes y no puede haber un reforzamiento de los niveles de vibración. El período de la persistencia de la vibración de un hoyo simple está también controlado por la masa rocosa. A medida que el módulo de la roca aumenta, el período de la persistencia disminuye. Tipos de rocas muy competentes, quebradizas, por lo tanto requieren intervalos de retardos más cortos que las rocas blandas y altamente fracturadas. El período de la persistencia de la vibración también está fuertemente influenciada por la distancia desde la tronadura al punto en que se controla la vibración. El período de la persistencia aumenta con el aumento de la distancia desde la tronadura. El intervalo de retardo óptimo se determina fácilmente por monitoreo. Los métodos para determinar el intervalo de retardo óptimo para lograr el control de la vibración se cubrirán detalladamente en la sección 7.2. 4.12. SELECCIÓN DEL TIPO DE EXPLOSIVO. La selección del tipo de explosivo se basa generalmente en la economía y la confiabilidad del abastecimiento. Sin embargo, existen factores técnicos que se pueden aplicar para determinar el explosivo más efectivo para un tipo de roca en particular y el requerimiento de tronadura. Estos factores que influyen en la selección del explosivo incluyen: 1. 2. 3. 4.

La presencia de agua subterránea (activa o pasiva). El diámetro del hoyo. Las propiedades in situ de la roca y la condición de la roca. Los requerimientos de tronadura (fragmentación o perfil de la pila).

Cuando los hoyos están secos, el ANFO es el explosivo más barato y más efectivo. Cuando los costos de perforación y explosivos lo permiten, puede ser un costo más efectivo aún en hoyos secos, usar explosivos basados en emulsiones (Anfo pesado). El agua puede estar presente en los hoyos ya sea en una forma activa (agua continua que fluye al hoyo a través de las fisuras), o en forma pasiva (después de secado, el hoyo permanece seco). Cuando los hoyos contienen agua pasiva, el secado se puede realizar muy económicamente para permitir el uso del ANFO, principalmente si la tronadura no se requiere dejarla cargada muchos días. Cuando los hoyos contienen agua activa, es necesario el uso de explosivos resistentes al agua (emulsión o acuageles). En estos casos el explosivo a granel debe bombearse desde la base del hoyo, desplazando el agua y sellando el hoyo contra el ingreso adicional de agua.

52 El diámetro de hoyo es importante cuando se utilice algún tipo de emulsión y acuagel. El diámetro del hoyo debe exceder el diámetro crítico del explosivo. Comúnmente, la emulsión y acuagel a granel no se pueden usar en hoyos menores que 76 mm de diámetro y las formulaciones de ANFO pesado raramente se usan en hoyos menores que 125 mm de diámetro. La condición de la roca influye en la selección del explosivo principalmente por la influencia de la distribución de tamaño del bloque in situ, y el grado de quebrantamiento requerido del explosivo. Tipos de rocas de alta resistencia, masivas y con bloques tendrán incuestionablemente mejor fragmentación cuando se usen explosivos de alta potencia. Langefors & Kihlstrom (1978) establecieron la importancia en la tronadura en banco, del uso de una carga de alta potencia en la base del hoyo para obtener una fragmentación adecuada y un movimiento en la parte inferior de los hoyos. Esto reconoce la importancia de lograr buena condición de piso en la operación total de tronadura y excavación. Las cargas de fondo de alta potencia requieren un aumento en la concentración de carga (Kg de explosivo /m de hoyo). Este requerimiento se traduce en el uso de ya sea emulsión o iniciadores de pentolita en el fondo de los hoyos. La concentración de carga

γ b y la longitud h

b

de a carga de fondo se determina de:

γ b = c * Burden 2

(52)

donde c es la constante sueca de la roca.

hb = 1.3Burden

(53)

La concentración del explosivo en la carga de columna se puede reducir significativamente en su potencia debido a un menor grado de fijación de la carga. La concentración de la carga de columna

γm

se calcula por:

γ m = 0.4cBurden 2

(54)

En términos prácticos, la carga de fondo es frecuentemente una emulsión de densidad alrededor de 1,2 gr./cc y la carga de columna es Anfo. Una carga de columna de menor potencia es difícil de obtener y es más cara que el Anfo. Debe recordarse que el uso de explosivos de alta potencia en mallas amplias de tronadura inevitablemente resultará en una pérdida de fragmentación, excepto en masas de roca con muchas estructuras. Los diseñadores de tronadura están ávidos de investigar la influencia de esta expansión de mallas usando modelos de fragmentación tales como el de Kuz Ram (Cunningham, 1983, sección 4.14), u otro modelo (por ej. Breaker, Sabrex, Blaspa). 4.13. LEYES DE ESCALAMIENTO. Frecuentemente se requieren cambios de malla de tronadura para acomodar un cambio en el tipo de explosivo (por ej. Anfo a emulsión o acuagel) o en el diámetro de hoyo. Estos cambios inevitablemente requerirán una modificación de la geometría de los hoyos, requiriendo que el ingeniero diseñador cambie de escala los parámetros de diseño.

53 En general, a medida que los parámetros geométricos de burden, espaciamiento y diámetro de hoyo se aumentan, el proceso de quebrantamiento de la roca por el explosivo se hace más y más ineficiente, de manera que no es posible aumentar simplemente el burden y espaciamiento de acuerdo al aumento de la energía teórica. La mayoría de las mallas de tronadura se modifican de acuerdo a la relación de las energías efectivas relativas en volumen (RBEE) y al cuadrado de los diámetros de los hoyos (d). El término de escalamiento Ks, se define como:

RBEE1  d1  Ks =   RBEE0  d 0 

2

(54)

Donde el suscrito 1 y 0 se refiere a las condiciones nueva e inicial, respectivamente. Del conocimiento del factor de escalamiento Ks, el nuevo burden B1 y el espaciamiento S1 se puede calcular de la ecuación:

B1S1 = K sn (B0 S 0 )

(55)

Donde n es una constante que varía desde 0.6 a 1.0, dependiendo del comportamiento en terreno del explosivo y de la naturaleza de la masa rocosa. Una expansión completa de la malla ocurre cuando n = 1. Los usuarios deben iterar hacia la nueva malla comenzando con un valor de n alrededor de 0.6 a 0.7. Si el valor de n excede la unidad, la explicación más probable es que la malla anterior al cambio no se optimizó. Del nuevo valor de B1*S1 y manteniendo una malla trabada de similar forma al diseño original (o sea S1 = 1.1 a 1.4*B1), se especifican las dimensiones de la nueva malla. Los únicos otros factores geométricos que requieren escalamiento como resultado de cambiar el diámetro de hoyo o el tipo de explosivo son el taco y la pasadura. La pasadura se debe aumentar en proporción simple al aumento de la dimensión del burden. El taco, sin embargo, es más complejo debido al aumento en la presión de hoyo asociada con el cambio de Anfo a emulsión o acuagel. La longitud del taco, St, debe escalarse de acuerdo a la ecuación:

St1 = K s1/ 3 St 0

(56)

Las ecuaciones de escalamiento mostradas arriba, se pueden aplicar sólo cuando las condiciones iniciales de operación ya han establecido valores óptimos para el burden, espaciamiento y taco para un tipo de explosivo o diámetro de hoyo. Las ecuaciones de escalamiento no se deben aplicar en lugar con mallas de tronadura y condiciones de otro lugar remoto. De experiencias en canteras y minas en Australia, se ha observado que se puede lograr expansiones totales de mallas en roca dura usando emulsiones. Típicamente, en canteras, un cambio de Anfo a emulsión con una energía en volumen relativa efectiva de 140% se ha asociado con un aumento del tamaño de la malla (B*S) de 36% correspondiendo a un 90% de los casos. Se han logrado expansiones aún más grandes con el uso de acuageles donde el tamaño del diseño se ha aumentado hasta un 70%. En comparación la formulación de acuagel ha producido velocidades de movimiento del burden significantemente más altas (aproximadamente un 50%) que la formulación de emulsión y

54 la VOD en el hoyo hasta un 10% más alta. Estos valores, sin embargo, son muy dependientes de la formulación, pero indican que los explosivos acuageles pueden ser, al menos, iguales a las emulsiones en términos de funcionamiento y efectividad en el costo. 4.14. MODELO DE FRAGMENTACION KUZ-RAM. El modelo Kuz-Ram presentado en esta sección es el realizado por Cunningham (1983) y se ha usado extensivamente alrededor del mundo. Este modelo se usa en el Sabrex de ICI entre otros módulos. Se basó en publicaciones rusas antiguas que desarrollaron una relación simple entre los parámetros de tronadura y el tamaño medio de fragmentación. Este trabajo ruso ganó considerable credibilidad del mundo occidental después que se encontró que concordaba muy estrechamente con modelos de fragmentación basados en la teoría de crecimiento de grietas. El nombre de Kuz-Ram es una abreviación de los dos principales contribuyentes a las ecuaciones que forman la base del modelo: Kuznetsov y Rosin-Rammler. 4.14.1. LA ECUACION DE ROSIN RAMMLER. La curva de Rosin-Rammler ha sido generalmente reconocida tanto en minería como en procesamiento de minerales que entrega una buena descripción de la distribución de tamaño de las rocas tronadas y trituradas. La curva se define como:

R=e

 x −  xc

   

n

(57)

Donde R es la proporción de material retenido en un tamiz de abertura x, y xc, es el tamaño característico y n es el índice de uniformidad descrito en la pendiente general de la curva. La ecuación de Rosin-Rammler se puede hacer lineal para facilidad de la estimación de ajuste y de parámetros:

1  Ln Ln  = nLn( x) − nLn( xc )  R

(58)

Luego, si el logaritmo natural doble del inverso de la proporción de material retenido en un tamiz de tamaño x se plotea contra el logaritmo natural del tamaño, la curva resultante debe ser lineal, con una pendiente igual al índice de uniformidad n y con una intersección igual a –nLn(xc). La importancia de los parámetros de Rosin-Rammler (xc y n) se puede describir con referencia a 3 curvas hipotéticas de distribución de tamaño, mostradas en la fig. 4.6. Con referencias a las curvas A y B de la fig. 4.6, se puede ver que el aumento del valor del tamaño crítico xc, hace a la distribución de tamaño más gruesa, pero la curva permanece esencialmente paralela (si se plotea en un papel Rosin-Rammler, las líneas que representan estas distribuciones deben tener la misma gradiente). Variando los valores de xc, por lo tanto, simplemente hace a la distribución de material más gruesa o más fina. Un aumento general en la energía del explosivo (o factor de carga) al reducir el espaciamiento se debe esperar mover la curva de distribución de tamaño en esta forma para producir una pila más fina a través del rango completo de tamaño.

55 Con referencia a las curvas A y C de la fig. 4.6, se puede ver que al aumentar el índice de uniformidad n, tiene el efecto de cambiar la pendiente de la curva. El disminuir la pendiente significa que el material se hace más grueso en el extremo superior y más fino en el inferior de la curva de distribución de tamaño. El cambiar n cambia por lo tanto el ancho de la distribución de tamaño, o la uniformidad en el tamaño de la partícula producido por la tronadura. El movimiento que tienda a producir concentraciones focalizadas de energía del explosivo, más que una distribución uniforme de energía (o sea, cambiar de un hoyo de pequeño diámetro con una columna larga de explosivo a un hoyo de gran diámetro con una columna corta de explosivo) se puede esperar que baje el n ya que la región de roca próxima a la columna corta de carga se quebrará más fina, mientras que el material adyacente a la columna larga del taco recibirá poco quebrantamiento. 4.14.2.

LA ECUACION DE KUZNETSOV.

Esta proporciona una estimación del tamaño medio de partícula de roca después de la tronadura, y es la siguiente: 0.8

1  V0  x50 = A  Q 6 Q

(59)

donde x50 es el tamaño medio del fragmento, A es el factor de roca, V0 es el volumen de roca quebrado por hoyo y Q es la masa de TNT que es equivalente en energía al de la carga de cada hoyo. La ecuación de Kuznetsov, por lo tanto, establece que el tamaño medio de partícula de una tronadura depende de las propiedades de la roca y del explosivo. El término (V0/Q) representa el inverso del factor de carga equivalente. La ecuación, por lo tanto, indica que el tamaño medio de la partícula disminuye casi linealmente con el aumento del factor de carga: a medida que el factor de carga aumenta el tamaño medio de partícula disminuye. La ecuación también sugiere una débil dependencia del peso del explosivo por hoyo. Esto sugiere que la ecuación diferencia entre diámetros de hoyos grandes y pequeños. Diámetros de hoyos pequeños producirán una pila de material más fino en virtud de la distribución mejorada de energía. Por ej., un factor de carga de 0.35 kg/m3 producirá un tamaño D50 de 51.4 cm en un material con factor de roca de 10 con 120 Kg de explosivo en un hoyo de 100 mm de diámetro. En comparación, el mismo factor de carga en la misma roca con 230 Kg en un hoyo de 150 mm de diámetro, producirá un tamaño promedio de 57.3 cm. Este aumento en tamaño con el aumento del diámetro del hoyo (para un factor de carga y tipo de roca fijo) está de acuerdo con observaciones experimentales. Después de ajustes a la ecuación de Kuznetsov para permitir la expresión de la potencia en peso respecto al Anfo, la ecuación se convierte en: 0.8

1  V0   115  x50 = A  Qe6    E   Qe 

0.633

(60)

donde Qe es la masa real de explosivo usada por hoyo, E es la potencia en peso relativo del explosivo (Anfo = 100%) y el término (115/E) representa un ajuste para la potencia en peso relativo del TNT respecto del Anfo.

56 4.14.3.

LAS ECUACIONES DE KUZ-RAM.

La ecuación de Kuznetsov proporciona una estimación del tamaño medio, o sea, el tamaño del tamiz por el cual pasa el 50% de la roca. Puesto que la ecuación de Rosin Rammler se puede definir completamente por un punto de la curva y la pendiente de la línea Rosin Rammler, todo lo que se necesita después de la determinación del tamaño medio, es una estimación de n en la ecuación de Rosin Rammler y se puede calcular una distribución completa de tamaño de la pila. Para obtener una expresión para el cálculo de n, Cunningham (1983) usó la teoría moderna de fracturas para obtener una relación entre n y los siguientes factores: 1. 2. 3. 4.

Exactitud de la perforación. Relación del burden al diámetro de hoyo. Relación espaciamiento/burden. Relación del largo de la carga a la altura de banco.

La aplicación del modelo ha sido extensa, aplicado tanto a datos publicados como a experimentales, y en general, se ha concluido que predice muy bien los tamaños gruesos pero es menos exacto para las fracciones más finas. Cunningham subraya que la exactitud es más importante para la fracción gruesa (sobre tamaño) que para la fracción fina. Las ecuaciones Kuz-Ram posteriormente desarrolladas son:

0.8

1 V   115  x50 = A 0  Qe6    E   Qe 

Tamaño medio,

Tamaño crítico,

0.633

x50

xc =

0.693

1 n

Indice de uniformidad:

 S 1+ B  B   n = 2.2 − 14    d  2    

Fracción retenida,

R=e

0.5

 x  −   xc 

  W   ABS ( BCL − CCL) + 0.1 1 − B   Lt  

n

donde V0/Qe = el inverso de la carga específica o factor de carga (m3/kg). Qe = explosivo/hoyo (Kg). E = potencia en peso relativa del explosivo usado (%). W = desviación estándar de la exactitud de perforación. (m)

(61)

0.1

L0 H

57 d = diámetro del hoyo (mm). A = factor de roca L0 = largo de la carga sobre el piso del banco (m). H = altura del banco. B = burden (m) BCL = largo de la carga de fondo (m) CCL = largo de la carga de columna (m) Lt = largo de la carga total (CLL + BCL) (m) Estimación del índice de uniformidad. La principal contribución de Cunningham al modelo Kuz-Ram fue el proponer un método para estimar n en la ecuación de Rosin Rammler, basado en la geometría del hoyo. La relación desarrollada por Cunningham se muestra en la ecuación 6.1. Examinando cada término en dicha ecuación, se revela la forma en que la geometría del hoyo afecta a n. El primer término, que involucra al burden y al diámetro del hoyo, sugiere que a medida que el burden aumenta para un diámetro fijo de hoyo, el n disminuirá (un rango más amplio de tamaño de partícula). Esto parece muy razonable. El segundo término de la ecuación de Cunningham, que involucra a la relación S/B, sugiere que a medida que la relación S/B aumenta n también aumenta (un rango más estrecho de tamaño de partícula). Esto está de acuerdo con el método Sueco, pero Cunningham precave que este término refleja la malla de perforación, no la malla de iniciación y que la relación nunca debe exceder a 2. Dentro de estas limitaciones, nuevamente es completamente razonable que la uniformidad del tamaño de partícula debe mejorarse con el aumento de la relación S/B. Los usuarios deben recordar que las tronaduras para armadura de rocas (un buen ejemplo de tamaño de partículas no uniforme) generalmente involucra relaciones S/B menores a 1. El tercer término, que involucra a la exactitud de la perforación, sugiere que a medida que mejora, n mejora. Esto nuevamente parece completamente razonable. El cuarto término, que involucra el uso de la carga de fondo con explosivo de alta energía sugiere que n aumentará aumentando el largo de la carga de fondo. El uso de una carga de fondo fue propuesto por Langefors y Kihlstrom para sobrepasar el confinamiento adicional y la dificultad aumentada de fragmentación en la base de la tronadura en banco. La energía más alta en esta sección de la tronadura ayuda específicamente a mejorar la fragmentación y excavabilidad en las tronaduras. El término final en la ecuación de Cunningham, que involucra la relación del largo de la carga a la altura del banco, refleja la fragmentación mejorada esperada cuando la carga es distribuida uniformemente a través del banco. Diámetros grandes de hoyo conducen a cargas cortas y valores bajos para la relación largo de carga/altura del banco, conduciendo a su vez a una combinación de fragmentación gruesa en la región del collar y una fragmentación fina en la base de la carga. Esta combinación es característica de un n bajo. Estimando el factor de roca. Tal vez el parámetro más importante en el modelo Kuz-Ram es el factor de roca. Los últimos desarrollos en la aplicación del modelo usan una ligera modificación al índice de tronabilidad de Lilly para calcular el factor de roca. Es interesante notar que la tabla que Cunningham usó para calcular el factor de roca es muy similar al índice de tronabilidad usado por Lilly (1986) con una diferencia importante – Cunningham le dio mayor importancia a la dureza de la roca. En flujos de lava de grano fino, por ej., en que el módulo de Young es alrededor de 80 GPa y el UCS es de alrededor de 400 MPa, la dureza es de 80, comparado con un valor máximo de 10 del índice de Lilly. El factor de roca de Cunningham, A, se deduce de los datos geológicos de la masa rocosa usando la ecuación:

58 A = 0.06(RMD + JPS + JPA + RDI + HF)

(62)

donde RMD es el descriptor de la masa rocosa, JPS es el espaciamiento de las diaclasas verticales, JPA es el ángulo del plano de diaclasa, RDI es la influencia de la densidad y HF es el factor de dureza. Los valores para los parámetros de la ecuación del factor de roca se muestran en la tabla 5.1. La definición de Cunningham de las diaclasas está relacionada con la malla de perforación, y la definición de sobre tamaño. Esto reconoce claramente los diferentes impactos que un fragmento de 800 mm, por ej., tendría en una operación de una cantera pequeña comparado con una operación grande de minería.

PARAMETRO Descripción de la Masa Rocosa (RMD) Pulvurulento/Quebradizo Diaclasado verticalmente Masiva

RANKING 10 JPS + JPA 50

Espaciamiento de fracturas (JPS) 0.1 m 0.1 a sobre tamaño Sobre tamaño a tamaño de la malla

10 20 50

Angulo del plano de fractura (JPA) Buza fuera de la cara Rumbo perpendicular a la cara Buza hacia la cara

20 30 50

Influencia de la Densidad (RDI)

Factor de Dureza (HF)

RDI = 25*SG – 50

E/3 para E50 GPa (E = módulo de Young, UCS = resistencia a la compresión uniaxial)

Tabla 5.1. Ranking para el factor de roca de Kuz-Ram (después de Cunningham, 1987). La experiencia personal indica que la última ecuación de Cunningham para calcular el factor de roca sobre estima considerablemente el término. Para preservar las tendencias para estimar el término, se recomienda que la ecuación se altere simplemente cambiando el valor de la constante 0.06 a 0.04. Este cambio reduce el valor estimado del factor de roca en un tercio, produciendo, a su vez, una mejor estimación de la fragmentación que parece describir mejor el funcionamiento de la tronadura en operaciones de tronaduras en banco.

59 5.

EVALUACIÓN DEL RESULTADO EN LA TRONADURA.

La habilidad para mejorar y comparar el trabajo de diferentes productos explosivos, es algo que debe estar dentro de las capacidades de todos los usuarios de explosivos. En instancias donde se encuentran dificultades en la operación de tronadura, los operadores deben saber si direccionan sus esfuerzos de mejoramiento a los productos (explosivos y accesorios), la malla de tronadura y su diseño, o a cambiar los procedimientos. Con la aparición de instrumentación moderna para monitorear, de modelos muy sofisticados para diseño y predicción de tronadura, y explosivos y sistemas de iniciación más versátiles, la tronadura moderna se está moviendo más y más hacia la ciencia. Las tronaduras deben diseñarse con un alto grado de confianza de lograr metas específicas. El objetivo de esta sección es presentar una metodología para la evaluación de las tronaduras y de sus diseños para permitir una sintonía fina u optimización de los diseños de tronadura.

5.1. RESULTADOS DE LA FRAGMENTACION. En muchos aspectos, este debe ser uno de los índices principales del funcionamiento del explosivo, ya que directamente mejora uno de los objetivos principales de la tronadura: el requerimiento de fragmentar la roca para facilitar una excavación y remoción rápida. Sin embargo, la medición de la fragmentación de la tronadura es uno de los puntos más difíciles que encaran los técnicos en tronadura. La tecnología moderna está investigando los métodos de fotografía automática y el escaneo de imagen de videos, pero a la fecha no existe un método barato o simple, y pocos grupos técnicos están preparados para cribar mecánicamente la pila completa de una tronadura, que puede tener entre 10.000 a 1.000.000 de ton. Este tamizado mecánico es particularmente difícil en excavaciones subterráneas donde el chancador primario está antes que el transporte a la superficie. Parámetros críticos de diseño, tales como el diámetro del hoyo y la separación de los hoyos se pueden estimar usando un conjunto de modelos y ecuaciones simples, pero estos deben ser sólo considerados como estimaciones iniciales. La sintonía fina y la optimización de diseños, requiere un conocimiento más íntimo de la interacción compleja entre la masa rocosa local y el explosivo usado. Este conocimiento más íntimo puede venir sólo de mediciones cuantitativas y monitoreo de los resultados de la tronadura. Con instrumentación moderna ahora rápidamente disponible para los tronadores, es frecuentemente posible ubicar sensores alrededor de la tronadura de manera que la detonación de cargas individuales se pueda monitorear. El procedimiento se describe generalmente como “monitoreo de tronadura” y se refiere a cualquier forma de registro y que se efectúa durante el período en que la malla de tronadura se inicia y detona. El período de tiempo sobre el cual ocurre el evento completo, es generalmente menor que dos segundos, pero en la tronadura convencional de túneles, hasta casi 10 segundos. En algunas minas subterráneas de Sud África, las tronaduras de paneles simples pueden durar hasta 15 minutos. Los procedimientos técnicos de monitoreo son:

1. Monitoreo de eventos, diseñado para detectar la iniciación o detonación de cada carga o cargas seleccionadas en la malla de tronadura.

2. Monitoreo del funcionamiento, diseñado para proporcionar información concerniente a la eficiencia con que cada carga detona y la efectividad de la interacción explosivo/roca.

60 Ambas técnicas se usan para identificar aspectos del funcionamiento de la tronadura que pueden impactar significativamente en la fragmentación. Ellos pueden, por lo tanto, ser considerados como indicadores indirectos de la fragmentación.

5.2. MONITOREO DE EVENTOS DE TRONADURA. El monitoreo de eventos es un componente esencial de cualquier programa de optimización de diseño. Antes de que un diseño se pueda mejorar o comparar con otro, debe establecerse primero que la detonación de cargas ocurre de acuerdo a la secuencia diseñada y que cada carga realice la cantidad requerida de trabajo en la roca circundante. El monitoreo de eventos de tronadura usa una variedad de sensores para detectar la detonación o iniciación de cargas separadas de explosivos. La detonación se monitorea usando un rango de sensores que incluyen sensores de vibración, electromagnéticos, radio frecuencia, infrarrojos, micrófonos de presión y detectores de impulso. De las técnicas listadas, la más avanzada y más comúnmente empleada es el monitoreo de vibraciones. Los sensores de vibración se anclan a la roca muy próximo a la tronadura y detectan los pulsos intensos de choque producidos por las cargas individuales, a medida que detonan. Los sensores comúnmente usados son los geófonos (sensores de velocidad) y los acelerómetros (sensores de aceleración). En la mayoría de las aplicaciones cualquier sensor se puede usar, aunque la alta resistencia al choque y respuesta de frecuencia de los acelerómetros los hace preferibles cuando se monitorea muy próximo a las cargas explosivas. Ejemplos de impulsos de vibración, recolectados usando geófonos, de un hoyo solo se muestran en la fig. 5.1. Note que la naturaleza bipolar de las señales indican las veces cuando la roca alrededor del sensor está en etapa de la amplitud compresión y dilatación. En un geófono la amplitud de la señal es directamente proporcional a la velocidad de partícula y las unidades por lo tanto se muestran en m/s o más comúnmente en mm/s. Para un sensor acelerómetro, la amplitud es directamente proporcional a la aceleración y las unidades son m/s2 o “g” (1g = aceleración debido a la gravedad = 9.8 m/s2). Note además que el tiempo del evento se puede medir con gran precisión usando grabadoras digitales con velocidades de sampling hasta 1 MHz (1.000.000 muestras/seg.). Extendiendo el procedimiento de monitoreo a tronaduras de muchos hoyos, conducirá a una secuencia de pulsos similar a los mostrados en la fig. 5.1, con el intervalo de tiempo entre los pulsos sucesivos que representen el intervalo de retardo real entre la iniciación de las cargas sucesivas. La fig. 5.2 muestra un registro de una tronadura en zanja en roca dura, en la cual la detonación de cada hoyo se puede confirmar y el tiempo preciso de iniciación determinado para cada hoyo. 5.2.1

LIMITACIONES DEL MONITOREO DE EVENTOS.

El monitoreo de tronaduras usando sensores de vibración no siempre es capaz de identificar la iniciación de cada carga explosiva. De la presentación anterior, el monitoreo de vibración está orientado a la identificación de cargas retardadas separadamente. Si muchas cargas comparten el mismo retardo, el monitoreo basado en vibraciones puede no ser capaz de detectar la detonación de todas las cargas, especialmente si todas las cargas detonan simultáneamente o casi. La fig. 5.3 presenta dos casos donde las cargas se han iniciado casi simultáneamente. En cada caso dos cargas son discernibles, aunque se requiere del operador algún grado de interpretación. Cuando más cargas están involucradas, o cuando el tiempo entre iniciaciones individuales es menor, puede no ser posible decir como han detonado muchas cargas, aunque los patrones complejos de interferencia de vibración aún indican un reforzamiento de los niveles de vibración y la iniciación de múltiples cargas.

61 Una segunda complicación es causada por las propiedades de la roca que se está tronando. Los pulsos de vibración de los dos hoyos en la fig. 5.1 se obtuvieron de tipos de rocas completamente diferentes. La onda de alta frecuencia se produjo por una pequeña carga de Anfo de un hoyo solo en roca dura, frágil en un medio subterráneo. La onda de baja frecuencia se produjo por una carga larga de Anfo de un hoyo solo en una roca más blanda en un medio de superficie. La duración de la onda está influenciada por el largo de la carga como la describe Grant et al (1987), pero probablemente esté aún más influenciada por el módulo de la roca que rodea al hoyo. Cuando el intervalo de retardo entre las detonaciones de cargas sucesivas es menor que la duración de la onda individual, ocurrirá una interacción y reforzamiento de las vibraciones, y la onda de vibración resultante puede llegar a ser muy compleja para desenmarañarla, como la onda mostrada en la fig. 5.4. Esto pasa comúnmente en formaciones de rocas blandas, en tronaduras grandes masivas subterráneas donde el intervalo de retardo promedio entre cargas es muy pequeño y el número de cargas puede ser mayor que 1000. Mejor discriminación se puede obtener moviendo el sensor de vibración más cerca de la tronadura. 5.2.2.

PROBLEMAS COMUNES DE TRONADURA.

Los tipos de problemas comunes observados en las tronaduras, incluyen tiros quedados (cargas sin detonar), iniciación instantánea (cargas detonadas por el sistema de iniciación) y la iniciación por simpatía (cargas iniciadas por el impacto de cargas adyacentes). Algunos ejemplos se muestran en la fig. 5.5. En primera instancia las cargas en la sección crítica de la rainura de una tronadura en túnel, falló en detonar. Después de repetidas fallas, los hoyos se omitieron del diseño sin afectar al resultado de la tronadura. En la segunda instancia de la fig. 5.5 ocurrió una iniciación simultánea dentro de varias paradas de hoyos en una tronadura masiva. Los tiempos de iniciación que muestra el registro reflejan los tiempos de retardo de superficie para las paradas: detonaron mucho antes que el tiempo diseñado de iniciación del primer hoyo. Cuando las cargas en las filas posteriores se inician antes que se haya creado una cara libre, poco trabajo útil se puede realizar, y la carga tiene una alta probabilidad de interrumpir las cargas circundantes, de manera que este tipo de defecto puede ser particularmente dañino en términos de controlar el daño o la fragmentación. Cuando se interpretan registros de vibración, puede ser difícil diferenciar entre cargas sin detonar y las iniciaciones por simpatía. Las cargas localizadas muy próximas, pueden ser iniciadas por simpatía por la última carga iniciada, y aparece como tiro quedado por la ausencia de una respuesta de vibración a su tiempo nominal de iniciación. Cuando las respuestas de vibración están consistentemente ausentes, los espaciamientos de los hoyos se deben aumentar o los hoyos se deben remover de la malla, para ver si el problema se resuelve. El monitoreo de tronadura, por lo tanto, representa una aproximación muy pragmática a la optimización del diseño de la tronadura, proporcionando información real acerca del funcionamiento y la interacción de las cargas individuales y permite decisiones considerando el espaciamiento entre hoyos, potencia del explosivo y tamaño de la carga y el tiempo de retardo a ser hecho, basado en respuestas medidas y observadas. Es importante recalcar que el monitoreo de tronaduras proporciona un medio positivo de asegurar los efectos de los cambios en los diseños de tronadura. 5.3.

EVALUACIÓN DEL FUNCIONAMIENTO DEL EXPLOSIVO.

Este tipo de monitoreo tiene una aplicación principal para el modelamiento, proporcionando la información básica del funcionamiento del explosivo y la interacción explosivo/roca que se requiere para calibrar y verificar los modelos de predicción. En un amplio rango, el monitoreo del funcionamiento se puede usar siempre que el usuario sienta que el producto explosivo, el sistema de iniciación o el diseño de tronadura pueda estar fallando en un aspecto u otro.

62 Los aspectos del funcionamiento que se pueden monitorear para proporcionar una retro alimentación cuantitativa al operador y que se puede esperar razonablemente que afecte los resultados y la economía de la tronadura, incluyen: 1. 2. 3. 4.

VOD en el hoyo y la presión de detonación del explosivo. Velocidad y energía cinética del movimiento del burden. Generación de sobre tamaño. Nivel de choque inducido en una proximidad muy cercana al hoyo.

Los factores listados anteriormente han excluido tal vez a los aspectos más importantes del funcionamiento del explosivo: el grado de fragmentación y la excavabilidad lograda por la tronadura. Estos se han excluido ya que generalmente no son mensurables dentro de los presupuestos normales de operación. Sin embargo, debe tomarse en cuenta que éstos son últimamente los aspectos más importantes del funcionamiento, y todas las otras mediciones pueden sólo ser intentos de evaluación indirectos del funcionamiento. 5.3.1.

MEDICION DEL VOD EN EL HOYO.

Existen dos técnicas principales para medir el VOD en el hoyo, aunque se pueden observar muchas variantes en instrumentación dentro de dos grupos principales: 1. Métodos del punto de contacto, que mide el tiempo de propagación del frente de choque entre intervalos de distancia conocidos, proporcionando un número relativamente pequeño de lecturas sobre el total del largo del hoyo. 2. Métodos continuos, que proporcionan una señal continua que se puede interrogar para determinar el VOD, ya sean sobre el largo total del hoyo o de secciones específicas (por ej. alrededor del iniciador). La medición del VOD en el hoyo no es una tarea simple, y la tasa de éxito, sin importar la técnica usada, puede ser tan baja como un 70%. A pesar de los reclamos de algunos operadores ninguna técnica actualmente en uso hoy en día, dará perfectos resultados cada vez que se monitoree un hoyo. En un grado mayor o menor, todos los métodos dependen de la regresión lineal para determinar velocidades sobre un intervalo y las diferencias principales entre las técnicas es el tamaño mínimo del intervalo sobre el que se pueda hacer una medición exacta. Métodos del punto de contacto. Las técnicas más comunes usadas incluyen sistemas de medición basados en fibra óptica y continuidad del plasma. Con la técnica de la fibra óptica, un circuito de conteo electrónico registra el momento en que el plasma golpea a la fibra óptica. La fibra óptica transmite un impulso intenso de luz y continúa así desde el momento que es golpeada, hasta el término de la reacción de detonación en ese hoyo. En ubicaciones lejanas a lo largo de la columna, sensores adicionales transmiten pulsos a intervalos de tiempo entre que las transmisiones se registren usando un contador de alta velocidad. Esta técnica puede medir VOD a niveles aceptables de exactitud en intervalos tan pequeños como casi 0,1 m El método de la fibra óptica ha dado resultados insatisfactorios en hoyos donde la altura de la columna explosiva es grande (o sea, 30 m o más). Se ha propuesto que a presiones hidrostáticas que están presentes en la base de cargas largas, la naturaleza del plasma provoca cambios dramáticos, emitiendo menos luz que para columnas cortas. El resultado es que se registra sólo una señal débil, y frecuentemente, no se obtienen mediciones de VOD. El método de fibra óptica tiene la principal

63 ventaja que no requiere la inserción de corriente o de sondas electrónicas en el explosivo, y debería ser menos influenciado por ruidos electrónicos extraños. El segundo método común de punto de contacto es la técnica de continuidad del plasma y es capaz de los mismos niveles de medición exacta que el método de la fibra óptica. Con este método (fig. 5.6) los electrodos se colocan en el explosivo durante el carguío a intervalos conocidos (por ej. 0,5 a 1 m). Se aplica un pequeño voltaje a través de los electrodos pero no fluye corriente a través de ellos porque los extremos de los electrodos están abiertos. Cuando el frente de la detonación golpea al par de electrodos, la ionización dentro del plasma permite que una pequeña corriente fluya entre los electrodos. El inicio de este flujo se usa para gatillar el circuito de tiempo para una lectura directa del intervalo de tiempo, o la señal completa se puede registrar para la interpretación del operador. Los datos reunidos de esta manera se pueden analizar de muchas formas. Las velocidades sobre cada intervalo discreto se puede calcular para considerar variaciones de VOD a lo largo de la columna; en estos casos el error asociado con cada medición discreta es un máximo (fig. 5.7). Alternativamente todos los datos se pueden analizar por regresión para obtener una estimación de mayor exactitud que se aplica a la longitud de carga completa como se muestra en la fig. 5.8. Usando las técnicas de regresión en conjunto con el método del punto de contacto, se pueden obtener fácilmente hasta 24 mediciones de VOD por hoyo y la VOD promedio se puede calcular con una precisión de +/- 1% o más. (McKenzie et al, 1992). Se han hecho monitoreos simultáneos de hasta 16 hoyos por tronadura para tronaduras de producción. Cuando se registra información en tal cantidad, la variabilidad del explosivo se puede definir y documentar completamente (McKenzie & Bulow, 1990). El cálculo del VOD en el hoyo, sin embargo, se debe realizar con considerable cuidado. Se ha demostrado claramente que zonas significativas de variaciones de velocidad pueden existir alrededor del iniciador. El VOD en el hoyo dentro de una longitud de carga de aproximadamente cuatro veces el diámetro puede ser significantemente menor que la velocidad de régimen. Esto en sí mismo puede ser un aspecto importante del resultado del monitoreo, ya que influirá en el potencial de fragmentación del explosivo en la vecindad del iniciador. Puesto que los iniciadores se ubican generalmente en la base de la columna explosiva, el mejorar el funcionamiento durante el período inicial de detonación, puede significar mejorar las condiciones de excavación. Complicaciones adicionales se pueden introducir alrededor de las ínter fases entre diferentes explosivos en el hoyo, donde se practica el carguío combinado. La experiencia en medición de VOD en hoyos indica que la variabilidad entre hoyos es significantemente mayor que la variabilidad dentro del hoyo. Esta observación indica que más información significante se puede obtener realizando mediciones en muchos hoyos, que aumentando el número de mediciones y la exactitud de medición en un solo hoyo. Métodos de medición continuos. Varios métodos están disponibles para la medición continua de VOD en el hoyo; el más conocido es el método SLIFER, el método CORTEX y el método de la resistencia de alambre. La técnica SLIFER para la medición VOD en el hoyo es un método de medición continua de VOD, permitiendo la identificación de pequeñas inconsistencias en el comportamiento. Este método es considerablemente más complejo que el método del punto de contacto, y en este caso utiliza el efecto de resonancia de un cable coaxial corto circuitado para permitir la posición del frente de plasma (que proporciona el corto circuito del cable) para ser calculado en cualquier instante.

64 El cable coaxial se baja al hoyo en el momento del carguío. La sonda del cable forma parte de un circuito oscilador, la frecuencia de la cual varía con el largo del cable. A medida que el cable se consume progresivamente por la frente de choque detonante, la resonancia del circuito cambia continuamente, y un convertidor de frecuencia a voltaje emite una señal de voltaje que se registra en grabadoras de alta velocidad. La técnica es capaz de detectar pequeñas anomalías en el VOD en el hoyo, y puede proporcionar información valiosa concerniente al efecto del tamaño del iniciador en variaciones de aumento de velocidades, el efecto de un booster adicional y el comportamiento en las ínter fases explosivo 1/explosivo 2 en carguío combinado. Cuando se lleva a cabo simultáneamente en hoyos múltiples, el método SLIFER es una herramienta poderosa para investigar el funcionamiento de la tronadura en detalles minuciosos Puesto que la técnica SLIFER también depende del plasma en el frente de detonación para efectuar el corte del cable, el éxito de esta técnica también depende de la calidad del plasma. Experimentalmente, las características del plasma varían considerablemente dependiendo de la formulación del explosivo, la condición del hoyo y su profundidad. El SLIFER tiene la desventaja principal de requerir un análisis muy complejo para calcular el VOD de la señal registrada, ya que no existe una proporcionalidad simple entre la amplitud de la señal o la gradiente de la señal y el VOD. El método CORRTEX es el más complejo para medir el VOD, requiriendo una instrumentación muy cara. El método usa reflectometría del dominio de tiempo para interrogar el tiempo de tránsito en dos direcciones de un pulso eléctrico reflejado al final de un cable coaxial. El método no es disímil al de un radar. A medida que la onda de choque avanza a lo largo del cable, este es o comprimido o corto circuitado, causando que el tiempo de tránsito en las dos direcciones se acorte. Aún una compresión del cable relativamente ligera, es suficiente para producir una reflexión, permitiendo la ubicación precisa del punto de aplicación de la presión a calcularse. El método CORRTEX se ha comercializado en la forma de sistema VODR. A pesar de los reclamos de extrema posición, este artefacto hace un muestreo relativamente lento (10 µ s por punto, tasa de muestreo de 100 KHz), y por lo tanto, efectivamente toma muestras cada 5 cm. Reconociendo que se requieren varias muestras antes que se pueda hacer una estimación razonable de velocidad, esta técnica es capaz de proporcionar mediciones de VOD a intervalos aproximados de 0,1 a 0,2 m El método de la resistencia del alambre es una relación lineal entre el largo del alambre en el hoyo y la resistencia del alambre. Se aplica una corriente constante a un largo de alambre de resistencia que se inserta en el hoyo a la vez que se carga. A medida que el alambre se consume por el frente de detonación que avanza, la resistencia varía linealmente. La variación de la resistencia se refleja en la caída de voltaje a lo largo del alambre. El método también se basa en la conductividad del plasma, de la misma manera que los métodos SLIFER y el del punto de contacto, y está, por lo tanto, sujeto a las mismas limitaciones con respecto a la confiabilidad. Tal vez una inquietud principal de seguridad del método del alambre de resistencia es que la sonda que se inserta al explosivo conduce corriente desde el instante que la sonda se conecta al monitor. Sin precauciones extensivas a prueba de fallas, hay una posibilidad remota que tales aparatos puedan iniciar al explosivo. 5.3.2.

MEDICION DEL MOVIMIENTO DEL BURDEN.

Después del fracturamiento y fragmentación de la masa rocosa, el próximo requerimiento del explosivo es aumentar la fracción de huecos en la masa rocosa, produciendo así una pila que puede ser fácilmente excavada por maquinaria tal como palas eléctricas, cargadores frontales, dragas, etc. La habilidad del explosivo de producir una pila fácilmente excavable se relaciona con el componente de levantamiento de la energía de detonación.

65 La detonación del explosivo produce presiones de gas extremadamente altas en el hoyo. Estas presiones actúan para levantar el burden hacia adelante, siendo el movimiento total del burden determinado por la energía disponible en los gases en expansión. A medida que la energía aumenta, el burden se mueve con mayor velocidad y logra un desplazamiento mayor desde su ubicación inicial. Este desplazamiento aumentado, generalmente resulta en un factor de esponjamiento total aumentado, una excavabilidad de la pila mejorada. La productividad óptima del excavador, sin embargo, requiere que el desplazamiento de la pila sea controlado para producir perfiles específicos a cada tipo y tamaño de excavador. La medición de la velocidad del movimiento del burden, y el cálculo subsecuente de la energía cinética impartida al burden, puede por lo tanto usarse para comparar la energía de levantamiento producida por diferentes explosivos. La energía cinética E del burden desplazado se calcula de la ecuación:

E=

1 ∗ mv 2 2

(63)

donde m es la masa total del burden y v es la velocidad promedio del movimiento del burden. La velocidad de la masa rocosa completa se puede estimar ya sea por medición directa desde imágenes fotográficas o por la localización topográfica inicial y final de la pila. Digitalización de película/video. Esto primero requiere que se deben colocar marcas sobre la cara en un número de ubicaciones conocidas. A medida que la cara se mueve durante la tronadura, las trayectorias de cada una de las marcas se trazarán sobre intervalos de tiempo fijos y las velocidades computadas. La digitalización, por lo tanto, proporciona información concerniente al movimiento de secciones diferentes de la cara del banco. Sin embargo, antes de estimar la energía cinética, se debe determinar una velocidad promedio para representar el movimiento de la masa rocosa completa. Alguna subjetividad inevitablemente entra en el cálculo de una velocidad promedio. La fig. 5.9 ilustra el movimiento de la cara del banco a la mitad de su altura para diferentes condiciones de tronadura, determinada por la digitalización del video. Es importante notar que la componente horizontal de la velocidad permanece aproximadamente constante después que se logra un valor máximo. El valor máximo se logra después de un período de aceleración en aproximadamente 200 ms de la iniciación del hoyo, aunque esta figura será extremadamente dependiente del diámetro del hoyo, de la dimensión del burden y del módulo de la roca. METODO DEL PERFIL DE LA PILA. Como una alternativa a la digitalización de video o película, la localización topográfica pre y post tronadura se puede realizar para obtener perfiles por sección. De estos perfiles se puede determinar los centros de gravedad de las secciones y se puede calcular el desplazamiento del centro de gravedad de la masa rocosa. Conociendo el desplazamiento tanto vertical como horizontal y asumiendo que la velocidad inicial fue sólo en la dirección horizontal, la velocidad promedio del movimiento se puede calcular usando ecuaciones simples del movimiento. De la fig. 5.10 el tiempo de vuelo t del burden se calcula del desplazamiento vertical Y, por la ecuación:

66

2Y g

t=

(64)

donde g es la aceleración de gravedad (9,8 m/s2). Del conocimiento del tiempo de movimiento del burden, la velocidad horizontal se puede calcular usando la ecuación:

v=

x t

(65)

Esta técnica tiene la ventaja que proporciona una estimación exacta y objetiva de la velocidad promedio del movimiento de la pila. No proporciona ninguna información concerniente al movimiento diferencial de la cara, y, por lo tanto, tiene aplicación limitada para estudiar los efectos de un carguío combinado. 5.3.3.

MEDICION DE LA ENERGIA DE CHOQUE INDUCIDA.

La medición directa de la componente de choque de la energía de detonación se puede hacer midiendo el nivel de vibración inducida en la proximidad del hoyo. Esta vibración induce una deformación dinámica en la masa rocosa y en ubicaciones donde esta deformación excede la deformación de rompimiento de la roca, ocurriendo fracturamiento o fragmentación. Una aproximación simple de la relación entre vibración y deformación se muestra en la ecuación:

ε=

PPV Vp

(66)

donde ε es la deformación dinámica peak, PPV es la velocidad peak de partícula y Vp es la velocidad de la onda p de la masa rocosa. La relación anterior permite una estimación del nivel de vibración requerido para iniciar nuevas fracturas en la roca intacta. Los niveles reales de vibración inducida en la roca se pueden medir usando un geófono, proporcionando una lectura directa del PPV. Los explosivos que inducen un alto nivel de deformación dinámica son capaces de iniciar un mayor número de nuevas o principales fracturas en la roca, que aquellos que inducen niveles más bajos de deformación. Sin embargo, los geófonos y la mayoría de otros transductores de medición son incapaces de resistir los niveles extremos de vibración y deformación inducida cercanos al hoyo. Por esta razón, la medición directa generalmente no se puede realizar muy próximo a los hoyos y los niveles próximos a los hoyos se deben estimar por extrapolación usando ecuaciones que se adecuen a mediciones hechas lejos de los hoyos. Claramente, el grado de extrapolación se debe minimizar, asegurando que la medición de PPV se realice tan próximo a los hoyos como sea posible, sin exceder los límites del transductor. La ecuación considerada más apropiada para este propósito toma en cuenta el efecto del largo de la carga en la estimación del PPV y fue desarrollada por Holmberg & Persson (1979):

67

 H dx α V = Kγ  ∫ 2 o 2  Ro + ( Ro tg φ − x )

[

donde K, 5.11, y

γ

α

y

β

]

β 2α

    

α

(67)

son constantes específicas del lugar y los otros términos se describen en la fig.

es la concentración de carga (kg./m) en el hoyo.

Esta ecuación se puede derivar de ecuaciones simples de peso de carga escalar, pero no se adecua a datos medidos usando técnicas de regresión lineal convencional. Cuando se aplica a lugares de monitoreo aproximadamente más de 10 largos de cargas lejos de los hoyos, la ecuación anterior se reduce a:

PPV = Kwt α x − β

(68)

Una vez que los valores de parámetros de mejor ajuste se obtienen de ajuste por computadora (fig. 5.12), la ecuación de Holmberg & Persson se puede usar para calcular valores de vibración o choque a cualquier distancia del hoyo. Una distancia significante para calcular niveles de choque es la dimensión de un burden, ya que esto proporciona una buena indicación del potencial de quebrantamiento para análisis de fragmentación y una buena idea del ion potencial de daño de la roca detrás de la malla de tronadura. El valor calculado de PPV a una dimensión de un burden lejos el hoyo se puede considerar como un índice de fragmentación, ya que simplísticamente se considera proporcional a la deformación de rompimiento en la roca. En muchos aspectos es una medición más directa del potencial de fragmentación que la presión de detonación o el VOD en el hoyo. Debe hacerse notar sin embargo que esta aplicación de monitoreo de vibración requiere datos confiables de vibración. Los datos se deben obtener cuidadosamente y el programa experimental se debe repetir varias veces antes de que se obtengan resultados significativos. 5.4.

EVALUACIÓN DEL FUNCIONAMIENTO DE LOS ACCESORIOS.

El funcionamiento de los accesorios explosivos se relaciona principalmente con la exactitud de los detonadores de retardo y la adecuación de los sistemas de iniciación con los productos explosivos. El grado de dispersión de los tiempos de iniciación de un detonador de retardo se puede medir usando un rango de equipo electrónico de medición de tiempos. Tales pruebas se limitan generalmente a una determinación por medición. La fotografía de alta velocidad permite medir muchos detonadores en un solo disparo, pero se limita su exactitud por los marcos por segundo de la cámara. Algunos operadores han declarado ser capaces de medir los tiempos de iniciación de los elementos de retardo en el hoyo usando fotografía de alta velocidad confiando en el cordón detonante “cuenta cuentos” para proporcionar la expresión en superficie de la detonación en el hoyo. Este método es perjudicial influenciando el funcionamiento de la tronadura y debe evitarse.

68 Tal vez la forma más simple para probar la exactitud de los retardos es usar un micrófono y alguna forma de registrar la onda completa. Esta técnica es capaz de medir los tiempos de iniciación de al menos 10 detonadores por disparo, con una exactitud de más o menos 1 ms ó mejor. Este nivel de precisión es más adecuada para la mayoría de los detonadores, incluyendo los detonadores electrónicos que dicen tener una precisión de +/- 1 ms para cualquier período de retardo. 5.4.1.

NOTACION ESTADISTICA PARA LA VARIABILIDAD DE LOS RETARDOS.

Los datos fundamentales obtenidos de las pruebas de retardo son la media y la desviación estándar, de las cuales todas las estadísticas aplicables se pueden calcular. Estos dos parámetros introducen los conceptos de exactitud y precisión. La exactitud, con relación a la variabilidad del retardo, se puede definir como la proximidad del tiempo de iniciación medio para un grupo simple de retardos a un tiempo nominal de disparo. Luego, un batch seguro de elementos de retardos deben tener un tiempo medio de disparo de aproximadamente el tiempo nominal de iniciación. Por otro lado, la desviación estándar es un indicador de precisión. Precisión es una medida de dispersión de un grupo de tiempos de iniciación. 5.4.2

EXACTITUD DEL RETARDO.

Si se hace un muestreo una pequeña muestra de tiempos de iniciación, las medias de la muestra no necesariamente coincidirá con el tiempo nominal de iniciación. Esto se puede deber a la variación del azar, o que la media verdadera está fuera de valor del tiempo de iniciación nominal. Esta variación se puede deber al proceso de fabricación y/o a las condiciones de almacenamiento posterior antes de las pruebas. Para permitir que todos los resultados, independiente del tiempo nominal de retardo o el tipo de retardo se agrupen para calcular la “exactitud”, el tiempo de disparo medio normalizado ( α ) se calcula de acuerdo a la ecuación:

α= donde

µ

µ−n n

∗100

(%)

(69)

es el tiempo medio de disparo para un grupo simple de retardos y n es el tiempo nominal

de iniciación para el grupo. La exactitud por lo tanto representa la variación entre el tiempo nominal de iniciación para un grupo de detonadores de retardo y el tiempo medio real de disparo para aquellos retardos. 5.4.3.

PRECISION DE RETARDO.

La naturaleza de los compuestos pirotécnicos es tal que los elementos de retardo no reaccionan a una velocidad de reacción constante, independiente del grado de control de calidad sobre las condiciones de fabricación pero más bien dentro de tolerancias especificadas. Los tiempos de detonación se distribuirán alrededor del tiempo medio de disparo del batch. Este efecto de dispersión se puede atribuir a las variaciones en las cinéticas químicas de los compuestos de retardo y del volumen absoluto del producto en el retardo mismo. A diferencia de la variación con la media de la muestra que se asumió debido a los factores que afectan el proceso de fabricación y el uso posterior, la varianza es atribuida a la variación en el compuesto mismo. El tamaño del grano, la pureza y el contenido de humedad afectarán todas la velocidad de reacción. El control absoluto sobre

69 todos estos parámetros no es factible y como tal la variación es una propiedad inherente a los elementos pirotécnicos de retardo. La precisión de los elementos de retardo se definen, por lo tanto, en términos de la desviación estándar de un grupo de retardos y el tiempo medio de iniciación, y en términos estadísticos se refiere al coeficiente de variación β expresado como un porcentaje:

β =

σ ∗100 µ

(%)

(70)

donde σ es la desviación estándar calculada y µ es el tiempo medio calculado de iniciación (usualmente aproximadamente igual al tiempo nominal de iniciación). 5.4.4

EL FACTOR F.

El factor F representa un número simple capaz de representar tanto la exactitud como la precisión de un grupo de retardos; se define como:

F=

x− µ

σ

(71)

donde x es el punto medio entre el tiempo de retardo nominal y el tiempo de retardo nominal del próximo retardo en la serie. Luego, el factor F representa el número de desviaciones estándares entre el tiempo medio y el punto medio al próximo retardo en la serie. Para retardos de alta precisión, con muy baja probabilidad de traslape con el próximo elemento en la serie, el factor F será alto. Un factor F bajo significa que es probable que la dispersión exceda la mitad del intervalo al próximo elemento en la serie y ocurra probablemente un traslape entre los detonadores. Cualquier muestra de retardos se puede clasificar de acuerdo a su factor F y la probabilidad de traslape (asumiendo que los retardos adyacentes tienen el mismo factor) se puede calcular como se muestra en la tabla 5.1. RANGO DEL FACTOR F PROBABILIDAD DE TRASLAPE (%) 0.0 – 0.5 50.0 –24.0 0.5 – 1.0 24.0 – 7.9 1.0 – 1.5 7.9 – 1.7 1.5 – 2.0 1.7 – 0.23 2.0 – 2.5 0.23 – 0.02 Tabla 5.1. Probabilidades de traslape para varios factores F.

Las series convencionales de retardos eléctricos típicamente tienen un factor F entre 0.5 y 2, aunque algunas de las nuevas series eléctricas disponibles en USA tiene un factor F en el rango de 5 a 10, indicando una precisión extrema.

70 5.4.5.

PROBABILIDADES DE ESTAR FUERA DE SECUENCIA.

La dispersión de retardos es del mayor interés cuando conduce a una detonación fuera de secuencia y luego, la probabilidad de tales ocurrencias es un descriptor apropiado de la exactitud/precisión de una serie de retardo. Del conocimiento de las medias y de las desviaciones estándares para cada uno de los dos períodos nominales de retardo, la probabilidad de traslape se calcula de:

Posd donde

φ ( x)

 µ − µ − t n  =1−φ  n +1  σ2 +σ2   n +1 n 

(72)

es la función de densidad de la probabilidad estándar normal acumulativa de la

variación estándar normal,

µ yσ

son las desviaciones medias y estándar de los dos retardos y t es

la separación mínima requerida entre iniciaciones sucesivas (por ej. 0 para detonaciones fuera de secuencia). La dispersión de retardo puede también ser de interés cuando los tiempos de iniciación de diferentes tiempos de retardo lleguen a ser tan próximos que causen un refuerzo significativo de los niveles de vibración y daño. La ecuación de más arriba también se puede usar para investigar la probabilidad que cualquiera de los dos detonadores se inicie dentro de cualquier intervalo de tiempo especificado, por ej. , 5 ms uno de otro. Puesto que muchas combinaciones no eléctricas usadas en canteras y minas resultan en intervalos efectivos de retardos en el rango de 3 a 8 ms, este tipo de descripción de exactitud de retardo puede ser particularmente pertinente con respecto al control de niveles de vibración inducidos en el subsuelo.

71 6. DAÑO POR TRONADURA Y ESTABILIDAD DE ROCAS. Tronaduras exitosas producen material que se excava fácilmente, provocando una alta productividad del equipo excavador, y que es fácilmente pasado a través del chancador primario, permitiendo un alto rendimiento del chancador. Si la tronadura está logrando sus objetivos, las metas de producción se pueden lograr más fácilmente y la operación estará en camino de minimizar los costos totales de producción. Si la tronadura no está logrando totalmente sus objetivos, los costos de producción aumentarán en áreas tales como tronadura secundaria, carguío, mantención (excavadoras, camiones, silos, parrillas, etc.), y chancado. La tronadura, por 1o tanto, tiene el potencial de influir en la economía de la operación de muchos procesos aguas abajo, y para promover la eficiencia de la operación, los operadores a menudo se equivocan sobre tronando. Una complicación para la filosofía de la tronadura de producción es la a veces principal preocupación de la estabilidad de los taludes - con respecto a ya sea la estabilidad a largo plazo de aberturas permanentes o taludes finales, o la estabilidad a corto o mediano plazo de aberturas o taludes provisorios. Las tronaduras adyacentes a estas estructuras deben aún lograr una extracción económica de la roca, pero el impacto destructivo de los explosivos se debe reducir o aminorar para mantener la integridad de la estructura final. Malas prácticas de tronadura pueden resultar en la necesidad de trabajo adicional para estabilizar la excavación que queda después de la tronadura, y un volumen de roca aumentado que debe removerse. Estudios en literatura e historias de casos indican tres mecanismos principales por las cuales la tronadura puede impactar en la estabilidad de estructuras de rocas cercanas, incluyendo la generación de nuevas fracturas y grietas en roca previamente intacta (vibración controlada), la dilatación de diaclasas por la acción de los gases de explosión de alta presión, y creación de deslizamientos a lo largo de diaclasas orientadas desfavorablemente y de superficies de fracturas (vibración controlada). De estos mecanismos, es importante reconocer que los dos primeros son efectos de campo cercano que ocurren cerca de la zona de tronadura, mientras que el último puede ocurrir a distancias de decenas o aún cientos de metros lejos de la tronadura.

6. l INFLUENCIAS DE LAS VIBRACIONES EN EL CAMPO LEJANO La aceleración de partículas se relaciona frecuentemente al estado friccional de equilibrio que existe entre los bloques en la masa rocosa, y se considera que tiende a bajar el coeficiente de fricción de fracturas y planos de diaclasas orientados desfavorablemente. El análisis de aceleración es un método comúnmente usado para investigar los efectos de ondas de esfuerzos dinámicos en los bloques de roca, y su estabilidad alrededor de las excavaciones, y está basado en modelos para predecir la influencia de terremotos en la estabilidad de los taludes. En teoría, los modelos de elementos finitos dinámicos y de borde, tienden a análisis de estabilidad de masas rocosas, pero en la práctica, los modelos analíticos no son capaces de predecir confiablemente fallamientos en excavaciones debido a vibraciones inducidas por la tronadura. Lilly & Thompson (1992) atribuyen el fracaso general de estos modelos a las frecuencias muy diferentes entre los terremotos (con frecuencias alrededor de l Hz) y tronaduras (frecuencias en el rango de 20 a 100 Hz), y a la corta duración de las tronaduras. Lilly & Thompson prefirieron basar su análisis de estabilidad de un talud formado completamente por tronadura en una relación entre el factor de seguridad y el nivel de aceleración inducido por la tronadura. El método de Lilly & Thompson está basado en observaciones y análisis de fallamientos, y puede no ser confiablemente usado como una herramienta predictiva hasta que primero no sea calibrado en un fallamiento. Es un método empírico para evaluar el estado de la estabilidad de una masa rocosa bajo carga dinámica usando factores estáticos de seguridad. En su favor, el método

72 considera el estado de una masa rocosa después de la tronadura, por la que incorpora el estado de fracturas inducidas par la tronadura y proporciona guías operacionales para operaciones de tronadura en curso. Es importante señalar que Lilly & Thompson usan un método basado en la aceleración para valorar la estabilidad de taludes después de la tronadura, en lugares remotos de las operaciones de tronaduras, sin métodos dirigidos a controlar el daño en la tronadura. Bajo este concepto sus métodos son más correctivos que preventivos. El nivel peak de aceleración, ao , medido en unidades de g, y el nivel peak de velocidad Vo, medido en mm/s, están muy relacionados por una onda vibracional sinusoidal de frecuencia f, como se muestra en la ecuación:

ao = 2πf 10 −4 Vo

(73)

Puesto que la frecuencia de la vibración inducida par la tronadura es relativamente constante para un lugar en particular, los factores que decrecen la velocidad de partícula peak también disminuirá la aceleración de partícula peak. Además, debido a que es numéricamente más simple y confiable diferenciar una onda de velocidad para obtener las formas de la onda de aceleración, el monitoreo de vibraciones por la general involucra al uso de geófonos de velocidad más que de aceleración. Sin embargo, tanto las formas de las ondas de aceleración y velocidad se pueden obtener de una onda de velocidad o aceleración.

6.2 INFLUENCIA DE LA VIBRACION EN EL CAMPO CERCANO. La velocidad vibracional de partículas se relaciona frecuentemente con la habilidad para inducir fracturas frescas, a través de la relación entre la velocidad de partículas y la deformación de la partícula, y está muy relacionada con la masa rocosa en la vecindad inmediata de los hoyos, donde el impacto de la tronadura es más pronunciado. Debido a su relación con la deformación inducida, el análisis de la velocidad de partícula tiene la habilidad de tratar métodos para controlar el grado y extensión de las fracturas inducidas por la tronadura, sugiriendo un método de prevención más que correctivo. Niveles altos de vibración pueden dañar la masa rocosa iniciando fracturas frescas o extendiendo y dilatando fracturas existentes. En este contexto la vibración se puede considerar como una deformación o esfuerzo en la masa rocosa. A niveles bajos de vibración, tales como a distancias relativamente grandes de la tronadura, los niveles de deformación inducida son muy bajos para provocar fracturamiento en la masa rocosa. A distancias más próximas, los niveles de esfuerzo son suficiente para extender fracturas existentes, pero insuficiente para inducir fracturas frescas. Muy cerca de los hoyos, los niveles de vibración serán suficientemente altos para inducir fracturamiento en la roca de los alrededores:

ε=

PPV Vp

(74)

Esta ecuación presenta la relación entre los niveles de vibración peak, PPV, y la deformación inducida ε para una masa rocosa de velocidad de onda compresional Vp. De la Ley de Hooke, y asumiendo un modo de fallamiento frágil de la roca, la velocidad de partícula crítica,

PPVcritica

que puede ser resistido por la roca antes que ocurra un fallamiento por tensión, se

puede calcular conociendo la resistencia a la tensión σt, el módulo de Young E, y la velocidad de propagación de la onda P, Vp, usando la ecuación:

73

PPV MAX =

σ t *V p E

(75)

La ecuación se puede simplificar asumiendo una razón de Poisson conservadora para la roca de 0.25. La versión simplificada requiere conocer sólo la velocidad Vp, la resistencia a la tensión σt (estimada de la resistencia a la compresión como UCS/12), y la densidad de la roca, valores que usualmente se conocen para la mayoría de los tipos de rocas y lugares:

PPVMAX = 1.2

σt Vp * ρr

(76)

Holmberg & Persson (1979) estimaron una PPV para rocas ígneas duras entre 700 y 1000 mm/s. Aunque estos niveles de vibración se mostraron como indicadores confiables de daño incipiente, daños fácilmente observables ocurren a valores 4 veces que para un daño incipiente. Para estimar el nivel de vibración PPV a cualquier distancia X desde una tronadura que contiene un peso Wt de explosivo, se usa una ecuación de carga escalar.

PPV = K * X −α * Wt β Donde K,

α

y

β

(77)

son constantes específicas del lugar.

Para tronadura con hoyos múltiples, el término Wt generalmente se toma como la carga por retardo y en algunos casos (Lilly & Thompson, 1992) es la carga total de todos los hoyos de la tronadura. La definición más apropiada del término peso de la carga se determinará por regresión de datos del lugar, aunque métodos modernos de predicción de vibración se concentran casi exclusivamente en el peso de la carga por hoyo, y el uso de los modelos de la forma de onda elemental (McKenzie et al, 1990), Anderson (1989), Blair (1990) remarcan particularmente la dificultad en definir el peso de la carga, pero también usa el modelo de aproximación de la forma de onda elemental. La fig. 6.1 presenta datos de peso de carga escalar para tronaduras de superficie. Sin embargo, estas ecuaciones sólo pueden aplicarse en el campo lejano, donde es válida la suposición que existe una fuente puntual de vibración. En al campo cercano (muy cerca de los hoyos donde el fracturamiento ocurre), la ec. 77 se debe modificar para tomar en cuenta la forma cilíndrica larga de la carga. La ecuación para la predicción de vibración en el campo cercano, como se muestra en la ec. 78, fue desarrollada por Holmberg & Persson (1979) y con los términos explicados en la fig. 5.11.

74

H dx  PPV = K * γ α  ∫ 2 2  0 R0 + ( R0 * tg φ − x )

[

Donde K, α y

β

]

β / 2α

   

α

son las mismas constantes que se muestran en la ecuación 77 y

(78)

γ

es la carga

lineal cargada en el hoyo (kg./m). Holmberg & Persson (1979) dieron valores de K, β y α de 700, 1.5 y 0.7 respectivamente para las condiciones de roca dura en Suecia. La ec. 78 indica que el factor que tiene el mayor impacto en la vibración peak y en el daño no es el peso de la carga por retardo como es evidente en la ec. 77, sino que más bien la carga lineal, que se controla por una combinación de diámetro del hoyo y densidad de carga. Esta movida de alejar el centro de interés del “peso de la carga por retardo” también se refleja en un reciente paper de Anderson (1989) y Blair (1990).

Del conocimiento de las características de propagación de vibración de la masa rocosa y de la relación entre la vibración y la deformación, es posible establecer contornos de fracturamiento alrededor de un hoyo o HALO DE DAÑO. Estos halos representan la zona alrededor de un hoyo en que el fracturamiento fresco ocurrirá como resultado directo de la vibración desde el explosivo que detona en el hoyo. Tal diagrama de contorno proporciona una buena indicación de la cantidad de quebradura detrás de una tronadura, y la distancia mínima requerida entre la última fila y la pata de la pared final. La extensión de las fracturas existentes puede ocurrir a distancias significantes detrás de la zona del fracturamiento fresco. Estas fracturas tenderán a ser terminadas por otras fracturas existentes o planos de diaclasas, y pueden tener un impacto en la resistencia de la roca y en la estabilidad de la masa rocosa. Un trabajo reciente hecho por Andrieux et al (1994) indica que los niveles de vibración requeridos para causar extensión y dilatación de las fracturas pueden ser tan bajos como 300 mm/s. o PPVmax/4, en rocas duras. En muchas operaciones, tanto mineras como civiles, la tronadura suave se lleva a cabo para producir caras que no sólo son estables sino que también son tan suaves que se elimina la caída de piedras sueltas. Donde se han efectuado tronaduras suaves es imperativo que las tronaduras posteriores no produzcan sobre quebradura detrás de la exposición diseñada y el carguío del explosivo en las filas de atrás (hoyos amortiguados) deben ajustarse para controlar estrictamente la extensión del daño. El halo de daño se puede usar para examinar la extensión del daño potencial alrededor de los hoyos para determinar el diámetro óptimo y las distancias entre las filas. La fig. 6.2 muestra como el espaciamiento entre hoyos se puede seleccionar en la tronadura perimetral para asegurarse que el daño a la roca está confinado dentro de la línea de precorte, para alguna configuración de diámetro de hoyo y explosivo. El halo de daño es el primer paso importante en el diseño de tronaduras controladas y se puede usar para determinar el carguío de los hoyos perimetrales y distancias para otras cargas. Se puede aplicar a excavaciones de túneles y cavernas, open pits y tronaduras subterráneas contra pilares o paredes colgantes.

75 6.3 INFLUENCIA EN EL DESPLAZAMIENTO. A medida que el explosivo sólido se convierte en gas, se desarrollan presiones extremas (mayores que 1 GPa) que actúan en todas direcciones alrededor del hoyo. Inmediatamente ocurren desplazamientos en todas las direcciones, pero está claramente limitado en aquellas direcciones donde las fuerzas confinadas son mayores (detrás y debajo de los hoyos). En aquellas direcciones donde existe una cara libre cerca de los hoyos, ocurrirá un movimiento. Para tronaduras normales en banco, el grueso del movimiento ocurrirá hacia delante y, sólo un movimiento menor, ocurrirá verticalmente. Sin embargo, el desplazamiento vertical ocurrirá siempre, comenzando desde el centro de la carga en el hoyo, continuando hasta que la presión de hoyo disminuya por el movimiento hacia delante del burden. Los desplazamientos serán mayores en la vecindad de la cara libre, puesto que las resistencias de retención son menores en esta parte de la masa rocosa. La cantidad de movimiento vertical puede minimizarse disminuyendo el tiempo ante que ocurra el movimiento hacia delante. A medida que la roca sobre la base del hoyo se presurice y sea empujada hacia arriba, se dilatarán las fracturas y diaclasas no orientadas verticalmente, permitiendo que los gases de alta presión penetren en la masa rocosa. Esta penetración del gas en la masa rocosa y la dilatación de las fracturas, producirá desplazamiento vertical adicional de la roca alrededor del hoyo. Aún después que los gases de la explosión se han ventilado y la presión de hoyo removida, hay un desplazamiento vertical permanente. Las fracturas dilatadas no retornan a su estado original de cerrado y el número de puentes de rocas intactos a través de los planos de fracturas se pueden ver grandemente reducidos, reduciendo considerablemente la resistencia al corte de los planos más débiles, y posiblemente el ángulo de fricción peak de la masa rocosa. En esta condición, la masa rocosa es más susceptible a un fallamiento inmediato, pero también más susceptible a deslizamientos inducidos por vibración por la operación de tronadura que pueden estar relativamente lejanas de la locación (por ejemplo a cientos de metros). Tanto la penetración del gas como la dilatación de fracturas se han medido en estudios de terreno de tronadura de rocas. La fig. 6.3 muestra como la presión dentro de un hoyo sellado detrás de un hoyo de tronadura primero registra una presión negativa, causada por un esponjamiento vertical la dilatación de fracturas horizontales, seguida por un incremento de la presión sobre la presión ambiental a medida que los gases de explosión se filtran a través del sistema de fracturas dilatadas. El monitoreo establece que la dilatación ocurre antes de la penetración del gas, de manera que la penetración del gas es probablemente un síntoma más que una causa de la dilatación de las fracturas detrás de los hoyos. El esponjamiento se ha confirmado con mediciones de extensómetros y se puede medir a decenas de metros detrás de la tronadura, más allá del rango del rango de los gases infiltrados. Aún cuando las densidades de carga de los hoyos son muy bajas, como en el precorte, desplazamientos verticales significantes se pueden aún medir detrás de los hoyos. El objetivo primario de diseño cuando de truena contra caras finales (tronaduras perimetrales) es por lo tanto minimizar el tiempo sobre el cual la presión de hoyo puede actuar contra la roca circundante. Para el diseño de precorte, por ejemplo, esto significa que los hoyos no se deben taquear. Para el de recorte, el burden se debe reducir sustancialmente (aumentando el factor de carga), promoviendo el movimiento del material del burden. Ambos métodos de controlar el tiempo durante el cual los gases de explosión actúan, tenderán a producir un ruido y niveles de sobre presión muy altos que las cargas normalmente confinadas, pero tendrá menos impacto en la condición de la pared final.

76 El diseño de las tronaduras perimetrales no tiene que ser un compromiso entre la fragmentación y la estabilidad, pero requiere un diseño especializado usando comúnmente hoyos de pequeño diámetro, burdens reducidos y densidades bajas de carga de explosivos en las filas posteriores de la tronadura. El limitar el peso de la carga explosiva por retardo, probablemente, no influirá en el grado de desplazamiento, especialmente cuando los hoyos que comparten el mismo retardo están separados. Se espera que el peso de la carga por hoyo tiene una influencia más directa en el desplazamiento. 6.4 DISEÑO DE TRONADURAS DE CONTORNO. Se está haciendo más y más frecuente, para las especificaciones de tronadura, incluir un control estricto sobre la calidad en términos de estabilidad de las caras finales expuestas. Para lograr las especificaciones requeridas, se han desarrollados diseños especializados de tronadura y han adoptado el nombre general de diseños de tronaduras de contorno, o diseños de tronaduras suaves. En general, la tronadura de contorno es más costosa que la convencional, pero pueden haber muchos beneficios aguas abajo que pueden contrarrestar el tiempo adicional y el costo asociado con tronaduras de contorno, incluyendo: 1.

Una reducción en la cantidad de roca a ser removida (ciclos de carguío y costos de transporte reducidos durante la excavación).

2.

Una reducción en la cantidad de relleno de hormigón para mantener los perfiles diseñados de excavación.

3.

Una posible reducción en la cantidad de soporte del terreno, dependiendo de las especificaciones de soporte inicial.

4.

Una reducción en el tiempo requerido en preparar las caras expuestas para el soporte de la roca.

5.

Una dilución reducida causada por el sobre quiebre.

6.

Seguridad mejorada.

Los métodos comunes adoptados en la tronadura de contorno incluyen el precorte, el recorte y la tronadura suave. La tronadura suave, es idéntica en la geometría de diseño que el recorte, pero difiere en la secuencia de iniciación. En el recorte, todos los hoyos (o al menos grupos de hoyos) se detonan instantáneamente, mientras que en la tronadura suave, los hoyos del contorno se inician de a uno o en pares. Todos los métodos ayudan a producir una superficie que es suave, estables y libre de material suelto. Las características de diseño comunes a todas las formas de tronaduras de contorno son: 1. 2. 3.

Reducir la cantidad de explosivo en los hoyos contra la pared final, y aún en la penúltima fila de hoyo. Aumentar la densidad de perforación para proporcionar una mejor distribución de explosivo a través de la masa rocosa, y proporcionar una línea acentuada de quebradura. Ajustar el tiempo de iniciación para mejorar la interacción entre los hoyos adyacentes.

Tal vez los dos aspectos más importantes del diseño de tronadura de contorno son la determinación de la densidad de carga más apropiada de explosivo dentro del hoyo, y la distancia mínima entre la cara final y el hoyo más cercano.

77 6.4.1 DENSIDAD DE CARGA. Las densidades de carguío de los hoyos generalmente se reducen en los hoyos de contorno con estructuras sensibles para reducir la presión de hoyo peak. Durante la detonación, los explosivos totalmente acoplados ejercen una presión de hoyo peak Pb aproximadamente igual al 45% de la presión de detonación y es dependiente de la densidad ρ y la velocidad de detonación VOD del explosivo de acuerdo a la ec. 79:

Pb = 0.45 * k * ρ exp * VOD 2

(79)

Donde la constante k es aproximadamente 0.25 para los explosivos comerciales. Para el Anfo, de una densidad de 0.85 gr./cc y una velocidad de detonación de 3.500 m/s, se generará una presión peak de hoyo de 2.3 GPa. Una emulsión con acoplamiento completo en el hoyo, con densidad de 1.2 gr./cc y un VOD de 5.500 m/s, generará una presión peak de hoyos de casi 6.26 GPa. Estas presiones exceden las resistencias a la compresión de la roca que es generalmente menor a 250 MPa, o como máximo la décima parte de las presiones peak de hoyo. En las tronaduras de contorno, presiones peak de hoyo se reducen a casi levemente más que la resistencia a la compresión de las rocas a ser tronadas. Esta reducción generalmente se lleva a cabo reduciendo la densidad efectiva del explosivo, ya sea diluyendo el explosivo con un inerte o desacoplándolo de la roca. Cuando un explosivo se desacopla de la roca, el hoyo se llena parcialmente con el explosivo, de manera de que se logre una gran reducción de la PRESIÓN PEAK DE HOYO a medida que los gases de explosión se expanden para llenar completamente el volumen del hoyo. El desacoplamiento lateral de un explosivo se logra cuando el diámetro del explosivo es menor que el diámetro del hoyo. Por otro lado, los tacos intermedios de aire, involucran el uso de explosivo completamente acoplado por sólo una fracción de la longitud del hoyo, con una columna de aire u otro material inerte entre las cargas explosivas y el taco superior. La cantidad a la cual se reduce la presión peak de hoyo depende por lo tanto del grado de desacoplamiento. Para una carga desacoplada lateralmente, si el diámetro del explosivo se reduce a un tercio del diámetro del hoyo, entonces la presión peak se reducirá a aproximadamente un noveno (asumiendo un comportamiento ideal del gas) del que produce una carga completamente acoplada. Generalmente la reducción es mayor que esto, debido a que la mayoría de los explosivos muestran una disminución en el VOD a medida que disminuye el diámetro de carga y el grado de confinamiento (FIG. 6.4). Para una aproximación razonable, la presión peak de hoyo de una carga desacoplada Pb*, se puede determinar desde el conocimiento de la razón de acoplamiento, fc (definida como la relación del volumen de la carga al volumen del hoyo), la densidad del explosivo y la VOD como se muestra en la ec. 80:

P *b = f c * Pb n

(80)

Donde el exponente n varía de 1.2 a 1.3. La literatura informa de algunas ecuaciones con un exponente de 2.4 ó 2.6, pero estas ecuaciones usan una definición diferente del factor de acoplamiento igual a la relación entre el diámetro de carga y el diámetro del hoyo. Aunque el precorte y el recorte se han usado exitosamente usando grandes grados de acoplamiento para reducir la presión peak de hoyo a niveles iguales a la resistencia a la tensión de la roca, la mayoría de los precortes se realizan con diámetro de carga entre un cuarto a un medio del diámetro de hoyo, reduciendo la presión por un factor de 5 a 30.

78 El carguío del perímetro generalmente utiliza una densidad de carga entre 0.5 a 1 kg/m2, donde el área se refiere al área de la sección transversal de influencia de la carga (o sea, el espaciamiento por la altura del banco). La selección de la combinación de la densidad de carga y el espaciamiento es importante para lograr una pared final de alta calidad. Los requerimientos de perforación se pueden reducir usando una densidad de carga más alta pero a expensas de aumentar el daño de la roca detrás de la tronadura. La fig. 6.5 muestra contornos de daños calculados alrededor de los hoyos para diferentes densidades de carga. Los métodos más comunes para reducir la densidad de carguío en los hoyos son: las cargas desacopladas lateralmente (diámetro de carga menor que el diámetro del hoyo), tacos intermedios de aire, explosivos de baja densidad formados por mezcla de explosivos con material inerte tales como poliestireno, sal, nitrato de sodio, etc. En las tronaduras de contorno, tan importante como la selección de la densidad de carga correcta de los hoyos en los hoyos del contorno, es la densidad de carga de los hoyos adyacentes a los del contorno. El explosivo acoplado por completo en hoyos colocados muy próximos a los cargados con carga liviana, producirá un daño que se extiende detrás de los hoyos del contorno, como se indica en la fig. 6.6. La apariencia de las caras después de tronadura indicará si la tronadura de contorno no fue exitosa, pero la falla real puede estar en los hoyos adyacentes. Será frecuentemente necesario además ajustar la densidad de carga en los hoyos adyacentes a los del contorno. 6.4.2 GUIAS PARA EL DISEÑO. Como las caras inclinadas son más estables que las verticales, es mejor, a menudo, inclinar las caras finales en las tronaduras de contorno que se realizan en operaciones de superficie. La práctica de pasaduras debe evitarse en las tronaduras de contorno, ya que reduce la estabilidad de la cara inmediata al piso. El grado de desacoplamiento más efectivo parece ser con cargas con un diámetro entre un tercio a la mitad del diámetro del hoyo. Un desacoplamiento mayor se puede lograr usando cartuchos a diferentes espaciamiento. Para ayudar a calcular el espaciamiento de cartuchos Sc, requerido para lograr un grado específico de desacoplamiento, se puede usarla siguiente fórmula:

  4w Sc =  −L 2  Π * ρ * d h * Rc  Donde w es el peso del cartucho (Kg),

ρ

(81)

es la densidad del explosivo en el cartucho (gr./cc), dh

es el diámetro del cartucho (m), Rc es la relación de acoplamiento deseada y L es el largo de los cartuchos usados (m). En terrenos muy débiles, los hoyos del perímetro con taco pueden crear cráteres, excesivo daño en el collar del hoyo, especialmente si la relación de acoplamiento es relativamente alta. En estos casos, puede ser mejor dejar los hoyos sin taco. Por lo general, el taco se coloca a una longitud aproximada de 15 veces el diámetro del hoyo. Buenas estimaciones para el burden B y espaciamiento S para las tronaduras suaves y recortes se pueden obtener de:

B = 1.25

γ k

(82)

79

S = 0 .8 B

(83)

Donde k es el factor de carga diseñado (kg./m3) y

γ

es la concentración lineal de carga (kg./m).

Para túneles, los valores típicos de k varían entre 0.5 a 0.75 kg./m3 y para operaciones de superficie, desde 0.3 a 0.6 kg./m3. Buenas estimaciones de espaciamiento para precorte se obtienen de:

S=

γ

(84)

p

Donde p es la concentración de carga de la sección transversal a través del diseño (kg./m2, donde el área es igual al espaciamiento por la altura del banco) y γ es la concentración lineal de carga a lo largo del hoyo (kg./m). En precortes en superficie, los valores normales de p están en el rango de 0.3 a 0.7 kg./m2 y para aplicaciones subterráneas desde 0.5 a 1 kg./m2. Workman y Calder (1991) y Barnes (1988), usan la siguiente ecuación para estimar el espaciamiento S de los hoyos de precorte con hoyos grandes, aplicada a las minas de carbón de superficie, basada en la resistencia a la tensión T de la roca involucrada:

(P S =d

+T T

* b

)

(85)

Donde d es el diámetro del hoyo, P*b es la presión de hoyo desacoplada. Debido a que el desempeño del precorte es muy dependiente de la exactitud de la perforación, la longitud de los hoyos se debe limitar a aproximadamente 150 diámetros de hoyo, por lo que se debe poner especial atención a la exactitud de la perforación. 6.4.3 DISTANCIA MINIMA. Cuando se estima la distancia mínima entre los hoyos del perímetro y la próxima fila de hoyos se debe considerar el efecto de la dilatación de fracturas debido al levantamiento vertical, especialmente en operaciones de tronaduras en bancos de gran tamaño. Bajo un alto grado de fijación, las cargas de grandes diámetros en las filas posteriores pueden producir cráteres extensos creando una zona de levantamiento vertical que se puede extender hacia atrás a distancias mayores que la altura del banco. Llega a ser muy importante al diseñar tronaduras de contorno asegurarse que el grado de fijación de las cargas no aumente, como resultado de reducirse la densidad de carga en los hoyos. Una carga pequeña, sobre confinada, con tacos de aire por ejemplo, puede crear más daño a través de la dilatación de fracturas que con una carga grande, completamente acoplada con un bajo grado de fijación. El requerimiento primario en las tronaduras de contorno es usar una densidad de carga reducida, con una buena distribución de carga y esto no requiere necesariamente una reducción del factor de carga.

80 Para bancos altos, tales como de 45 m en una mina de carbón, la dilatación de fracturas serán mínimas excepto en los 10 m superiores del banco. En bancos relativamente bajos, como de 15 m en grandes rajos, donde se usan hoyos de gran diámetro, puede producirse dilatación de fracturas significantes a lo largo de todo el alto del banco. En este último caso, puede ser razonable asumir craterización debido a la última fila de hoyos, que se extenderá hacia atrás por una distancia al menos igual a la profundidad a que está enterrada la carga. El efecto de la dilatación de fracturas en la estabilidad de las caras expuestas dependerá de la orientación de las fracturas y de la rugosidad de las superficies de las mismas. Ciertamente, si la apertura de las fracturas aumenta, la resistencia al corte disminuye.

81 7.

IMPACTO AMBIENTAL

Con el aumento de las restricciones ambientales en los niveles de perturbación inducidos por las operaciones de tronaduras cerca de áreas residenciales, hay un aumento en la necesidad de ser capaz de diseñar tronaduras con mayor precisión. Las restricciones ambientales en la vibración del subsuelo por las tronaduras varían alrededor del mundo desde 2 mm/s a 25 mm/s, y en un rango similar para la sobre presión de las tronaduras de aire. Las restricciones ambientales en los niveles de vibración inducida y sobre presión han llegado a ser tan demandantes que muchas operaciones están incurriendo en multas de costos significativos para cumplir con los niveles requeridos. Las multas se incurren cuando se disminuye el tamaño de las tronaduras, se disminuye la altura de los bancos y se disminuye el diámetro de los pozos. Todos estos factores son tendientes a reducir el número de toneladas que se pueden producir o excavar por hombre turno, y por lo tanto tienden a aumentar los costos de extracción. Como resultado, es necesario para muchas operaciones minimizar estas multas diseñando tronaduras para lograr niveles de vibración y perturbación por sobre presión tan cercanos a los niveles permisibles como sea posible. 7.1

SOBRE PRESIÓN

Las ecuaciones 86 y 87 son comúnmente usadas para la predicción de sobre presión, e indican que como la vibración, los niveles peak se controlan por el peso de la carga explosiva por retardo, y por la distancia desde los pozos.

 D  dBL = 164.4 − 24 log 1 / 3   Wt 

(86)

o alternativamente:

 D  Pa = 3300 1/ 3   Wt 

−1.2

(87)

donde dBL es el nivel de decibeles de sobre presión (relación lineal), D es la distancia desde el pozo (m), Wt es el peso del explosivo detonando por retardo (kg), Pa es el nivel de sobre presión medido en Pascales. El término D/Wt1/3 se refiere a la distancia escalar de la sobre presión, aunque el término es diferente al de la distancia escalar de la vibración. Las ecuaciones 86 y 87, aunque representan las ecuaciones de mejor ajuste para describir una gran base de datos de sobre presión, no proporcionan una indicación del grado de dispersión de los datos o de la confianza en la predicción de los niveles usando la ecuación. La fig. 7.1 presenta algunos datos de la literatura, ploteados en comparación con los de las ecuaciones 86 y 87. La comparación demuestra lo inadecuado de la ecuación para predecir exactamente los niveles de sobre presión de una tronadura, con una dispersión total en niveles que exceden a 20 dBL en cualquier valor de la distancia escalar.

82 7.1.1FUENTES DE SOBRE PRESION La inadecuación de las ec. de sobre presión parcialmente es el resultado de la variabilidad en los mecanismos básicos que produce la sobre presión. Los datos de la fig. 7.1 incluyen casos de eyección de taco, soplos en la cara libre, sistemas de iniciación expuesta, tronaduras desconfinadas y tronaduras normales bien controladas. Pueden haber varias fuentes de sobre presión desde un evento de tronadura, incluyendo el sistema mismo de iniciación (particularmente cuando se usa en superficie cordón detonante), el venteo de gases de explosión ya sea a través del collar del hoyo o a través de la cara libre, la vibración de la masa rocosa y el movimiento de la roca en la cara del banco. Se acepta comúnmente que los peaks de sobre presión se producirán por el venteo de los gases de explosión y que después de su eliminación la próxima mayor contribución ocurre como resultado del movimiento de la roca en la cara del banco. La literatura además sugiere que el nivel mínimo posible de sobre presión en un lugar será el producido por el movimiento del subsuelo en el punto de monitoreo. Los resultados de estudios detallados recientes sugieren que después que el venteo se ha eliminado los niveles peak de sobre presión son causados por la vibración en la cara del banco. El examen de la foto de la fig. 7.2 (el banco inferior) por ej., no muestra evidencia de eyección de taco o venteo de gases de explosión de alta presión desde la tronadura. La respuesta de sobre presión, medida a una distancia de aproximadamente 300 m, se muestra en la fig. 7.3. Esta respuesta es típica de la mayoría de las tronaduras en canteras bien controladas, en que el nivel peak de sobre presión se logra muy tempranamente en la tronadura desde los 2 ó 3 primeros hoyos. En el instante cuando se tomó la foto, el nivel peak de sobre presión ya se ha registrado y los niveles han caído a 115 dBL o menos. Los esfuerzos para controlar la sobre presión no son capaces de reducir los niveles peaks debajo de 115 dBL y se debería concentrar en la respuesta de los primeros 2 ó 3 hoyos. Experimentos simples que involucran medición simultánea de niveles de vibración y sobre presión revelan una relación lineal entre ambos parámetros (fig. 7.4). Esta relación muestra como la vibración produce su propia fuente de sobre presión. La vibración en la cara del banco se convierte en sobre presión que luego se propaga a la velocidad característica del sonido a través del aire, llegando a la ubicación del monitor significativamente después que las vibraciones que se propagan por el subsuelo. En el lugar del monitoreo la vibración también produce una señal de sobre presión, explicando porqué hay siempre una amplitud baja, precursora de la señal de sobre presión, llegando al mismo tiempo que la onda de vibración, antes de la medición de la señal principal de sobre presión. Evidencia adicional de que la vibración produce el pulso de sobre presión se ve en la fig. 7.5, mostrando la similitud en las formas de ondas para vibración en la cara de una pared de ladrillos, y la sobre presión muy cerca de la pared cuando esta es golpeada con un martillo grande. Los datos de la fig. 7.4 indican claramente una relación lineal entre el nivel de vibración y el nivel medido de sobre presión usando una aproximación lineal. La sobre presión inducida por la vibración (medida en Pascal) es directamente proporcional al nivel de vibración, de acuerdo a la ecuación:

Pa = 0.38PPV

(88)

83 donde Pa es el nivel de sobre presión medido en Pascal y PPV es el nivel de vibración medido en mm/s. La ec. anterior predice que el nivel de vibración de 2650 mm/s producirá un nivel de sobre presión de aproximadamente 1000 Pa (154 dBL) y que el nivel de vibración de 10 mm/s en el subsuelo producirá un nivel de sobre presión de 3.8 Pa (106 dBL). Los resultados de predicción usando la ec. 88 están en concordancia con otra literatura (Siskind et al, 1980), y por lo tanto debe considerarse razonable esperar niveles esperados altos de sobre presión a ser generados en la cara del banco, o en la superficie de una tronadura totalmente confinada, debido sólo a los niveles de vibración inducida que ocurre antes de cualquier desplazamiento inducido por el gas. En muchas tronaduras los niveles altos de sobre presión se experimentan a pesar de la eliminación completa de venteo ya sea desde la boca de los hoyos o desde la cara del banco. Además, el monitoreo usando registros de video sincronizado y de formas de ondas totales indica que el nivel peak de sobre presión a menudo se lleva a cabo antes de cualquier movimiento detectable en la cara del banco. La conclusión de estas observaciones es que el nivel de peak máximo de sobre presión, al menos en casos donde el venteo y eyección de taco ya se ha eliminado, sólo se puede producir por los niveles de vibración o choque producidos en la cara del banco por la detonación del explosivo, y que el movimiento de la roca juega un papel secundario en la generación de la sobre presión. Si la vibración de la cara es una fuente principal de sobre presión, el nivel peak de sobre presión se puede reducir disminuyendo el nivel peak de vibración. Usando la forma de campo cercano de la ecuación de la distancia escalar para calcular los niveles de vibración inducida muy próximo a la tronadura, el nivel de vibración en la cara del banco se puede calcular para cualquier diámetro y longitud de hoyo, con explosivo de cualquier tipo y potencia. Aplicado al caso de un banco de 12 m y un hoyo de 75 mm de diámetro y una longitud de 13 m (1 m de pasadura) y cargado con Anfo vaciable, el nivel de vibración calculado en la cara frente a los hoyos es aproximadamente 1750 mm/s. De la ecuación 88 el nivel de sobre presión calculado en la cara del banco es alrededor de 150 dBL, y este nivel se reducirá a la razón de 7 a 9 dBL por el doble de la distancia. En la ausencia de venteo los niveles peak de sobre presión siempre se han observado que se generan por los hoyos de la cara y frecuentemente por el primer hoyo que detona. Esto inmediatamente sugiere que las tronaduras con 3 y 4 filas de hoyos tendrán menos impacto ambiental que las con el mismo número de hoyos y sólo una o dos filas. Además, tronaduras grandes detonadas menos frecuentemente, producirán menos impacto ambiental que tronaduras pequeñas tronadas frecuentemente. Para reducir el impacto ambiental de la sobre presión, es necesario reducir el número de hoyos tronados en la cara libre y la frecuencia de tronaduras. Para reducir más el nivel de sobre presión, el nivel de vibración en la cara del banco se puede reducir de varias maneras: 1.

2.

Introduciendo un taco de aire en cada hoyo de la cara libre, reduciendo a la mitad la cantidad de explosivo en esos hoyos relativos a otros. Usando la ec. de Holmberg & Persson se verá que esto reducirá el nivel de vibración en la cara desde 1750 a 1100 mm/s, produciendo una reducción en la sobre presión de alrededor de 5 d BL. Note que el taco de airee se introduce frecuentemente sin cambiar el burden y espaciamiento en la primera fila de hoyos. Reduciendo el diámetro del hoyo sólo en la primera fila. Usando la ec. de Holmberg & Persson, una reducción en el diámetro del 20%, mientras se mantiene un burden

84 3.

constante, reducirá los niveles de vibración en la cara del banco alrededor de un 30%, produciendo una reducción de casi 3 dBL. Aumentando el burden de la primera fila relativo al burden de las otras. Usando la ec. de Holmberg & Persson, un aumento en el burden de la primer fila en un 20% disminuirá los niveles de vibración en la cara del banco en casi 20%, produciendo una reducción de casi 2 dBL.

Se han detonado tronaduras completas utilizando tacos de aire de 50% en todos los hoyos de la cara libre. Los niveles de sobre presión a los 180 m se redujeron de 132 dBL a 127 dBL, de acuerdo con las reducciones esperadas indicado por las reducciones calculadas en los niveles de vibración. Estas reducciones se han logrado en conjunto con un aumento en el tamaño promedio de las tronaduras, al aumentar el número de filas. El éxito sin embargo requiere además que la eyección de taco debe ser eliminada totalmente.

Todas las formas de más arriba de reducción de sobre presión pueden causar un aumento en el porcentaje de material de sobre tamaño generado en la primera fila, especialmente si la masa rocosa es dura y en bloques. Los métodos también reducen considerablemente la velocidad del movimiento del burden, de manera que la pila resultante es considerablemente más alta y menos dispersa. Esto puede presentar algunos problemas para algunos tipos de excavadoras. Una alternativa que se ha implementado exitosamente es usar una de las modificaciones de diseño de más arriba a sólo unos pocos hoyos de la primera fila a iniciar. Esto se ha realizado en situaciones donde los niveles peak de sobre presión se generan consistentemente por el primer hoyo a detonar y se han logrado consistentemente reducciones en casi 3 dBL. Cambios en fragmentación debido a la reducción de cargas de sólo la fila frontal no se ha observado. Esto es posible debido a que la fila frontal generalmente produce una fragmentación relativamente gruesa de cualquier forma, como resultado del pre acondicionamiento de la tronadura previa. Generalmente la fragmentación se ha mejorado al aumentar el número de filas, ya que la fuente del boloneo parece ser la primera y última fila de la tronadura. 7.2 VIBRACION DEL SUELO. Los niveles de vibración del suelo generalmente se predicen usando ecuaciones tales como la de USBM:

 D  PPV = 1143 1/ 2  Wt 

−1.6

(89)

Donde PPV es la velocidad de partícula peak (mm/s), D es la distancia entre el punto de monitoreo y los hoyos de la tronadura, Wt es el peso del explosivo que detona por retardo (Kg). El término

D / Wt1/ 2

se refiere a la distancia escalar de vibración, y es diferente de la distancia escalar de

sobre presión. Si la PPV calculada para la ecuación de la USBM se compara con los valores obtenidos usando los parámetros de vibración de Suecia (sección 6.2), se obtienen resultados muy similares, aún que las constantes suecas indican que el término peso de la carga escalar no es completamente igual que la raíz cuadrada usada por la USBM.

85 En general, la ecuación de la USBM entrega valores razonables del nivel de vibración, pero los usuarios deben, nuevamente, tomar en cuenta que la desviación estándar para esta ecuación es alta, de manera que para un nivel de predicción medio de 5 mm/s, el valor real se puede esperar que esté en el rango de 2.5 mm/s a 10 mm/s. Expresado en forma diferente, para asegurarse que el nivel de vibración sea menor que 5 mm/s en el 95% de los casos, el operador de tronadura debe diseñar para un nivel promedio de alrededor de 2.5 mm/s. Desventajas adicionales asociadas con las ecuaciones normales de vibración, se relacionan con su inhabilidad para predecir los efectos de varios aspectos importantes de diseño tales como la secuencia de retardo, los intervalos de retardo y el número de hoyos de tronadura. Se sugiere un modelo alternativo para aplicaciones muy específicas, que permitirá una evaluación exacta de los efectos al variar todas las variables de diseño de tronadura y permitirá una estimación de la estadística de la dispersión de la vibración, pudiéndose determinar de 90 o 95 percentiles de vibración. El modelo está basado en la medición de la respuesta de la vibración desde un solo hoyo y en el principio de la super posición. 7.2.1 EL MODELO DE LA FORMA DE ONDA ELEMENTAL. El principio de superposición, establece que siempre y cuando las respuestas separadas de la vibración del suelo se puedan describir como elásticas lineales, la vibración resultante de dos o más fuentes se puede obtener por una simple adición de dos respuestas separadas, tomando en cuenta sus fases. El procedimiento se demuestra en al fig. 7.6 para dos hoyos separados por 23 ms. La aproximación fue usada por Blair (1987) y Hulmes et al (1987) para modelar la respuesta del subsuelo a la vibración causada por 1000 cargas retardadas detonando en una gran tronadura subterránea. Está implícito en la aplicación de este modelo la suposición de que las formas de los pulsos de vibración y sus amplitudes de hoyos con cargas idénticas, serán las mismas. Las suposiciones de la validez del principio de superposición y la reproducibilidad de la forma de la onda de vibración se pueden confirmar experimentalmente. La fig. 7.7 muestra formas de ondas de vibración grabadas de 4 hoyos separados de tronadura, medidas en la misma ubicación, aproximadamente 500 m. Las dos formas de ondas de la parte superior, se grabaron en un día sin mover los geófonos triaxiales entre los disparos. Las dos de la parte inferior fueron detonadas 4 meses más tarde, usando explosivos de diferente tipo y medidos en la misma ubicación que los disparos previos, aunque la sonda de vibración se removió y se relocalizó. La fig. también muestra las cargas de cada hoyo. La similitud de la forma no sólo entre las señales grabadas en el mismo día sino que también entre los dos sets de señales, confirma la suposición de reproductibilidad en las formas de ondas para estos estudios. 7.2.2 SUPERPOSICION DE FORMAS DE ONDAS. Puesto que el tiempo de iniciación exacto de cada hoyo rara vez se conoce, se realiza la simulación de Monte Carlo, basada en la determinación experimental de la dispersión de los retardos usados en la tronadura. La forma de onda elemental de un solo hoyo se añade a ella misma, después de un adecuado retardo para cada hoyo. Los tiempos de disparo son variados y distribuidos normalmente alrededor del tiempo de disparo nominal, de manera que se produce una forma de onda diferente para cada simulación. Debido a que el grado de interacción entre cada forma de onda elemental sucesiva también varía con el tiempo de iniciación de cada hoyo individual para cada simulación, las amplitudes peaks de

86 vibración para cada simulación también varían. Al grabar los niveles peaks para cada simulación, y repitiendo la simulación muchas veces, el modelo es capaz de obtener estimaciones de dispersión, de manera que se pueden determinar niveles de vibración de 95 percentiles. Se debe notar inmediatamente que el nivel de vibración para una tronadura multi hoyo es considerablemente mayor que el de un solo hoyo. El tipo de ecuación simple de la USBM, sin embargo, indica que los niveles deberían ser iguales, ya que el factor que controla el nivel peak en estas ecuaciones es el peso de la carga por hoyo. Para predecir los niveles de vibración de tronaduras de producción en una ubicación específica, primero es necesario establecer la respuesta de un solo hoyo en esa locación para hoyos detonados en varias ubicaciones alrededor del sitio. Aunque la reproductibilidad de la forma de onda de hoyos solos en una proximidad cercana unos a otros se verifica experimentalmente y fácilmente, se debe observar que hay una variación mayor en las amplitudes de la onda. La variabilidad puede ser tan alta como un factor de 2 ó más y no se puede explicar variando los pesos de las cargas, sugiriendo que existen otros factores que ejercen una fuerte influencia sobre los niveles peaks de la vibración inducida. Los factores primarios esperados que influyen los niveles de vibración inducida son: 1.

El grado de confinamiento, o la cantidad de burden de los hoyos y la competencia de la roca alrededor de las cargas (grado de fijación).

2.

El grado de saturación de agua, afectando al grado de acoplamiento de la energía de choque a la roca.

3.

La eficiencia de la detonación del explosivo, afectando la partición de la energía de choque y de levantamiento del explosivo.

La mayoría de estos factores están más allá del control del operador de tronadura y actúan para aumentar la variabilidad de los niveles de vibración que se pueden esperar de diseños con cargas “idénticas”. El acoplamiento variable en el monitor es otra influencia que se puede eliminar en el simple experimento de no alterar los sensores de vibración entre los disparos sucesivos de los hoyos solos. Bajo condiciones normales, cuando los sensores se reinstalan para cada monitoreo, la eficiencia de acoplamiento contribuirá a la dispersión de los datos. Las estaciones permanentes de monitoreo son una forma de evitar este problema. 7.2.3 EL FACTOR DE ACOPLAMIENTO. Se ha observado, durante estudios de terreno de monitoreo de vibraciones de un solo hoyo, que cuando los niveles de vibración de hoyos con carga similar difieren marcadamente, las curvas de atenuación de la vibración muestran desplazamiento vertical. Esto es, la pendiente de las curvas de atenuación permanece constante pero la intersección vertical cambia. La fig. 7.8 muestra las curvas de distancia escalar para dos hoyos simples medidos en 5 ubicaciones simultáneamente. Claramente cada curva de distancia escalar indica un comportamiento muy similar, pero igualmente nítido hay una interferencia vertical considerable entre las diferentes curva. A pesar de la similitud de las formas de ondas, cada hoyo simple detonado produjo una curva de distancia escalar con la misma pendiente promedio pero con una intersección diferente, indicando una variabilidad en la amplitud inicial de los hoyos. Esto refleja una diferencia en el acoplamiento de la energía.

87 La variabilidad de las amplitudes de la onda elemental, por lo tanto, se interpreta como una variabilidad en el peso “aparente” del explosivo en el hoyo. En algunos casos, 10 Kg de explosivo produce la vibración equivalente a 20 Kg de carga, y en otras ocasiones producen el equivalente a 5 Kg de explosivo. El término factor de acoplamiento se usa para definir el “peso aparente de la carga” de acuerdo a la ecuación:

Wtapp = CF * Wt Donde

Wtapp

(90)

es el “peso de la carga aparente”, CF es el factor de acoplamiento y Wt es el peso

real del explosivo en el hoyo. El peso de la carga aparente, cuando se aplica a la ecuación 90, altera la intersección de la curva de la atenuación de la vibración y coloca todos los datos en la misma línea de regresión, como se muestra en la fig. 7.9 para los datos de la fig. 7.8. El rango de los factores de acoplamiento requerido para normalizar los datos de vibración en esta forma puede variar sobre intervalos diferentes para diferentes tipos de explosivos. En la práctica, el factor de acoplamiento varía en el rango de 0.5 a 1.0. La emulsión a granel, por ejemplo, aparece más variable que el Anfo. Estudios de terreno indican que el factor de acoplamiento está influenciado por factores tales como el grado de fijación y la velocidad de detonación, y es la mayor fuente de dispersión en la vibración local versus los gráficos de la distancia escalar. Las pruebas de tronar hoyos simples indican que el factor de acoplamiento para cada hoyo en una tronadura puede variar, y que el rango de variabilidad puede estar relacionado con el tipo de explosivo. Estas variaciones pueden ser fácilmente incorporadas al modelo de la forma de onda elemental usando las técnicas de Monte Carlo. El efecto de incluir un factor variable de acoplamiento para cada hoyo, con el factor promedio de acoplamiento igual a 1, es aumentar la variabilidad máxima en la amplitud peak, con poca o ninguna influencia en la amplitud media. Cuando el factor de acoplamiento no tiene un valor promedio igual a 1, el factor influirá tanto el valor de la amplitud media como la variabilidad en la amplitud peak. La dispersión total en la amplitud de la vibración puede, por lo tanto, ser atribuida a dos mecanismos separados, para estaciones de monitoreo que tienen un monitor ubicado permanentemente: 1.

La dispersión en los tiempos de retardo.

2.

La variabilidad en la amplitud de la vibración en el hoyo causado por el confinamiento variable, el acoplamiento y el funcionamiento del explosivo.

Cuando el monitoreo se realiza usando un geófono que se está moviendo y relocalizando constantemente, una grado adicional de variación se producirá en virtud de la efectividad variante del acoplamiento del geófono. 7.2.4

LA INFLUENCIA DEL TAMAÑO DE LA TRONADURA.

Tronaduras de pruebas se llevan a cabo frecuentemente para establecer ecuaciones de atenuación de la vibración para sitios específicos. Generalmente se llevan a cabo usando hoyos solos, y los parámetros de vibración se utilizan para predecir niveles en tronaduras grandes. Esta aproximación

88 se considera el método más seguro y confiable, pero el usuario puede encontrar frecuentemente que las ecuaciones que describen el comportamiento de un hoyo solo subestiman los niveles de vibración de una tronadura grande. Aunque las ecuaciones de vibración comúnmente usadas indican que los niveles de vibración son dependientes del peso de la carga por retardo, e independiente del número de hoyos en la tronadura, en la práctica se observa que hay un efecto de reforzamiento de la vibración cuando se detonan hoyos múltiples. La extensión a la cual los niveles se refuerzan es muy específica del lugar e influenciado por los tiempos de retardo. El efecto de refuerzo es equivalente a un incremento en el peso aparente de la carga por retardo. Usando el modelo de la forma de onda elemental para simular el rango de vibraciones de un lugar en particular, es posible desarrollar aproximaciones lineales simples para predecir los pesos de las cargas aparentes en función del tamaño de la tronadura. Típicamente, para una tronadura que tiene alrededor de 30 hoyos, el peso aparente de la carga aumentará sobre el peso aparente de la carga de un hoyo en alrededor de un 5% por hoyo adicional, de manera que para una carga por hoyo de 10 Kg, el peso de la carga efectiva para una tronadura que tiene 11 hoyos será alrededor de 15 kg. El efecto de aumentar el tamaño de la tronadura para dos lugares particularmente sensibles se muestra en la fig. 7.10 usando las formas de ondas características para un hoyo solo de dos lugares mostrados en la fig. 7.11. En ambas instancias, el nivel peak de vibración aumenta aproximadamente linealmente sobre el rango estudiado, aunque la tasa de aumento es muy diferente para los dos lugares. La variabilidad en el peso de la carga aparente de acuerdo al tamaño de la tronadura es un factor más tendiente a aumentar el grado de dispersión en los datos de vibración de tronaduras recolectados del terreno. 7.2.5

LA INFLUENCIA DEL TIEMPO DE RETARDO.

El tiempo de retardo influirá, invariablemente, a la amplitud peak de la vibración del suelo, afectando el grado al cual las vibraciones de los hoyos sucesivos se superpongan. Algún grado de superposición es inevitable, ya que la duración de la vibración de un hoyo simple es considerablemente mayor que el intervalo de retardo efectivo entre las cargas. La variabilidad en la duración y la forma para un hoyo simple se muestra en la fig. 7.11, para respuestas de vibración de hoyos simples medidos a aproximadamente la misma distancia, para dos minas y tipos de rocas diferentes. En general, la duración de la onda aumentará con el aumento de la distancia a la tronadura. La conclusión lógica de esto, es que la ecuación de atenuación del lugar de vibración determinada por un hoyo simple, subestimará los niveles de vibración inducidos por el disparo de hoyos múltiples con cargas explosivas similares, aún cuando los hoyos son retardados individualmente. En la práctica, el valor al cual los niveles peak de vibración son superpuestos por el disparo de hoyos múltiples, está determinado por el número de hoyos, los intervalos de retardo efectivos entre la detonación de hoyos sucesivos, y las características de los hoyos simples (onda característica de vibración). La fig. 7.12 muestra la variabilidad en los niveles de vibración peak para intervalos de retardo variable usando las dos ondas características descritas en la sección 7.2.1, asumiendo un tamaño de tronadura de 30 hoyos y una geometría de hoyo y carga explosiva fija. En el primer caso, hay un nivel de vibración peak mínimo distinto para un intervalo de retardo efectivo de alrededor de 20 ms, equivalente a la serie eléctrica L. En el segundo caso, el nivel peak mínimo de vibración ocurre para un intervalo de retardo efectivo de alrededor de 5 ms, equivalente al uso de una típica iniciación y sistema de retardo no eléctrica.

89 En situaciones donde los acuerdos sobre el medio ambiente son marginales, el ajuste de los intervalos de retardos en conjunto con el modelo de la onda elemental puede proporcionar suficiente desahogo para evitar un pleito y quejas. La segunda mayor influencia del tiempo de retardo está en la frecuencia efectiva de vibración, y la habilidad de las vibraciones inducidas para provocar resonancia en las estructuras de las construcciones cercanas. 7.3

PROYECCION DE ROCAS.

La proyección de rocas es el desplazamiento no deseado de rocas desde un área de tronadura. Ha sido, tradicionalmente, difícil para los tronadores estimar la distancia a la cual una roca viajará aún en condiciones de tronadura controlada. Modelos recientes (Roth, 1981, Lundborg et al 1975, Lundborg, 1979), han intentado estimar la proyección de rocas bajo condiciones normales de tronadura, pero puede no ser aplicable a situaciones que produce una proyección extrema de rocas. Es importante notar que un buen diseño minimizará la ocurrencia de proyección de rocas, pero no puede garantizar su eliminación. Los modelos para la predicción del rango de proyección son útiles para determinar una zona de despeje, o área de tronadura. El área de tronadura se define como “el área cerca las operaciones de tronadura en la cual la concusión o el material proyectado puede, razonablemente, causar daño”. Esta definición, mientras sea razonable, es totalmente cualitativa y no proporciona al tronante pistas para dimensionar el área. Un trabajo conducido por Roth (1981) indica que para proyección de rocas desde caras verticales, la ecuación 91, el diámetro de hoyo, burden mínimo, y la altura de la columna explosiva definen el rango máximo de proyección para un tipo de explosivo y roca dados. El trabajo también indica que para proyecciones desde la parte superior de los bancos, el rango máximo parece ser controlada por la distancia entre la parte superior de la columna explosiva al collar del hoyo, la presión peak de hoyo, la carga total de explosivo por hoyo y, en una menos importancia, por el diámetro del hoyo. Para caras verticales: 2    0.44VOD  2 5 d   − 200  L = 0.17.42 *10      1880   bmin 

(91)

Lmax =

 L hb  1 + 4 + 1 2 L 

Donde Lmax es el rango máximo de proyección desde la cara vertical (m), bmin es el tamaño mínimo de burden (m), d es el diámetro del hoyo (m), VOD es la velocidad de detonación del explosivo (m/s), y hb es la altura del banco (m). Es importante notar que Roth (1981) y Lundborg et al (1975) reportaron que la proyección con el rango mayor, es la producida por la parte superior de los bancos más que por las caras verticales de los bancos. Ambos reportaron que el rango de proyección producido por la parte superior de los bancos puede ser hasta 6 veces el producido por las caras verticales.

90 Para definir un área de tronadura para el despeje de equipos durante las operaciones de tronadura, es suficiente considerar el uso de la ecuación 92. Hay que notar que debido a que esta ecuación no toma en cuenta la proyección violenta de rocas, este despeje puede ser inadecuado para el personal: Para parte superior de bancos:

Lc = 6 Lmax

(92)

Donde Lc es el radio de despeje alrededor de la tronadura (m) y Lmax es el rango máximo calculado por la ecuación 91. El término (0.44VOD/1880)2 en la ecuación 91 representa un ajuste de la velocidad de detonación del explosivo y está basado en la presión de detonación efectiva. Debe notarse de esto que el rango de proyección para la emulsión y los aquageles es 50% mayor que para el Anfo, aunque esto dependerá del diámetro del hoyo. También fue reportado por Roth (1981) que las rocas duras, tales como el granito, tiene velocidades de proyección significantemente mayores y rangos de despeje (hasta 3 veces el rango máximo) que las rocas más blandas tales como la caliza y arenisca. Implícita en esta observación está la relación directa entre el módulo de la roca y la velocidad de la cara del banco. Roth (1981) fue capaz de proporcionar ecuaciones para predecir proyecciones violentas, pero debe tomarse en cuenta que la ecuación propuesta por Lundborg (1975) parece ser una predicción razonable de los rangos extremos de la proyección. Estos despejes pueden ser apropiados para el personal.

Lextremo = 3000 * d 2 / 3

(93)

Donde d es el diámetro del hoyo (m) y Lextremo es el límite extremo para proyecciones violentas. La tabla 7.1 muestra una comparación de rangos estimados de proyección para diámetros de hoyos comunes, asumiendo el uso de Anfo en bancos de 15 m. La tabla también asume un factor de carga constante de 0.40 kg/m3. La experiencia personal indica que un radio de despeje adecuado para el personal alrededor de la tronadura, puede ser el promedio del radio de despeje Lc y el límite extremo de proyección Lextremo. Diámetro (mm)

Burden (m)

100 150 200 250 300 350 400

3.6 5.1 6.5 7.5 7.8 8.6 9.5

Espaciamient o (m) 4.2 5.9 7.4 8.6 9.0 10.0 10.9

Lmax (m)

Lc (m)

Lextremo (m)

48 56 63 76 81 88 112

300 350 400 450 500 550 650

650 850 1000 1200 1250 1400 1600

Tabla 7.1 Zonas de despeje para proyección de rocas para varios tamaños de hoyos de tronadura. (Factor de carga = 0.40 kg/m3, altura de banco = 15 m, explosivo = Anfo).

91 7.4

ESTABLECIENDO LIMITES DE LA ZONA DE PERTURBACIÓN.

A menudo es un dilema determinar los niveles apropiados de la vibración y la sobre presión inducidos por la tronadura. Los factores que se deben considerar para evaluar los límites apropiados incluyen: 1.

Sensibilidad del área (por ejemplo proximidad a un hospital).

2.

Duración del programa de trabajo (por ej. molestia en un período de días, semanas o años).

3.

Propósito de los límites impuestos (por ej. protección de la integridad estructural o servicios de personal).

4.

Tipo de estructura y habilidad de la estructura para amplificar los niveles a través de resonancia.

5.

Habilidad para medir niveles confiable y significativamente.

6.

Costo de la imposición de límites inapropiados.

7.

Beneficio para la comunidad del programa de trabajo propuesto.

Otros aspectos importantes asociados con la imposición de límites son la significación de pequeños excesos en los niveles de molestia, y el proceso de mitigación en el caso que los niveles permisibles excedan en un grado o frecuencia inaceptable. Las agencias ambientales responsables de la imposición de límites para la vibración y la sobre presión deben estar implementadas con criterios razonables, apropiados, tecnológicamente establecidos y soportables en los cuales basar los criterios de regulaciones y aceptabilidad. 7.4.1

SOBRE PRESION DE LAS TRONADURAS DE AIRE,

Las razones para limitar la sobre presión provocada por la tronadura se pueden relacionar a la integridad estructural, a la seguridad humana o al enojo humano. Está reconocido generalmente que el potencial de que la sobre presión, de actividades normales de tronadura provoque daño estructural es muy limitado. Está establecido generalmente que el comienzo del daño estructural producido por tronaduras es el agrietamiento de los vidrios de las ventanas, Si los vidrios no están agrietados, la probabilidad de un daño estructural es muy remoto. La USBM (Siskind et al, 1980) condujo un estudio exhaustivo del impacto de la sobre presión de las tronaduras de aire y concluyó que un nivel de 133 dBL (medidas con un micrófono con un límite de 2 Hz) puede ser considerado incapaz de causar daño ( 3), T es la duración del evento en segundos (T> 1), y d es una constante (0.32 para pisos de madera y 1.22 para pisos de hormigón). La Norma británica generalmente se refiere a la componente vertical de vibración (referida en la norma como vibración del eje Z) donde los residentes de una estructura estén o sentados o caminando. Cuando los residentes están acostados, los límites se refieren a la componente horizontal peak. La Norma británica no es apropiada para controlar el daño estructural. Norma alemana DIN 4150 La Norma alemana es similar a la guía USBM en su reconocimiento de la influencia de la frecuencia, recomendando niveles de 40 mm/ s a una frecuencia de 50 Hz, aumentando a 50 mm/ s para una frecuencia de 100 Hz para edificios comerciales e industriales. Esta norma también se orienta hacia lo cosmético, o daño menor, tal como la formación de grietas en yeso, en lugar de daño a estructuras reforzadas de hormigón. La Norma alemana provee tres curvas para límites permisibles de vibración, según el tipo de estructura envuelto- comercial, residencial, y herencia. La figura 7.15 presenta las tres curvas. Los límites incluidos en la DIN 4150 no se consideran apropiados para el control de daño estructural de estructuras de hormigón reforzado, o construcción hecha de acero. Norma sueca SS 460 4866: 1991 La norma sueca se considera que es la única estándar, que dirige su potencial a lo que causa daño a estructuras. La norma provee niveles guías usados para establecer límites permisibles de vibración que proporciona un factor aceptable de seguridad para las estructura que nos preocupan. La norma

94 se basa en más de 100,000 medidas de tronadura de todo tipo, incluso tunelería, minería, y nivelación, y específicamente toma en cuenta tipos de roca variables. El nivel guía , PPV está dado por:

PPV = V0 Fb Fm Fd Ft

(95)

donde Vo denota la velocidad vertical de la partícula peak sin corregir (mm/s), Fb es un factor de edificio que describe el tipo de estructura, Fm es una factor de material de construcción, Fd es una distancia que toma en cuenta el cambio de la frecuencia de vibración, y Ft es un factor de protección al tiempo.

Se considera a la Norma sueca como la más entendible ya que reconoce tipos diferentes de construcción, resistencias diferentes de materiales de la construcción, y resistencias diferentes y propiedades de material de fundación. La norma provee tablas de valores para los diferentes factores, indicando condiciones apropiadas para varias condiciones del suelo, varios tipos de construcción, varios tipos de material de construcción, y tipo y duración de actividad de la tronadura. Las tablas se reproducen abajo. Se debe notar una vez más, que la velocidad de la partícula se refiere a una velocidad resultante del vector suma, sino que específicamente a la componente vertical de velocidad. SUELO Morrena suelta, arena, grava Morrena firme, esquisto, caliza blanda Granito, gneiss, caliza media, cuarcita, arenisca, diabasa

V0 18 35 70

Tabla 7.2. Velocidad vertical peak de partículas no corregidas, V0 ( Estándares suecos SS 460 48 66). Cla se 1 2 3 4 5

Tipo de edificio o construcción

Fb

Construcciones fuertes, tales como puentes, molos de puertos, y construcciones de defensa civil Edificios industriales y de oficina Casa y viviendas estándares Edificios sensibles especialmente diseñados con arcos altos o construcciones con grandes arcos, por ej., iglesias y museos. Edificios históricos en malas condiciones y ciertas ruinas.

Tabla 7.3. Factor de edificio, Fb (Estándares suecos SS460 48 66).

Clase 1 2 3 4

Tipo de material de construcción Hormigón reforzado Hormigón no reforzado, ladrillo o clinker Hormigón poroso de autoclave Ladrillos artificiales de caliza

Fm 1.20 1.00 0.75 0.65

Tabla 7.4. factor de material de construcción (Estándares suecos SS460 48 66).

1.7 1.2 1 0.65 0.50

95 Tipo de tronadura Trabajos de construcción tales como túneles, cavernas, cortes en caminos, y nivelación Trabajos permanentes como canteras y minas

Ft 1.0 0.75 – 1.0

Tabla 7.5. Factor de tiempo del proyecto, Ft, (Estándares suecos SS460 48 66. Para trabajos estacionarios usar una escala deslizante Ft para tiempos de hasta 1 año y Ft = 0.75 para proyectos sobre 5 años).

Cuando se escoge el factor de material de construcción, F, se aconseja a los usuarios que se debe darle al material de construcción con el F más bajo integrado en el edificio. El factor de distancia, Fd, utilizado para frecuencias decrecientes de vibración con distancia creciente, y se determina para roca granítica dura por la ecuación:

Fd = 1.91 * d −0.28

para d < 10 m (96)

Fd = 2.57 d

−0.42

para d > 10 m

donde d es la distancia más corta entre la malla de la tronadura y el receptor sensible (m). Basado en estos factores, los límites apropiados de vibración cuando la tronadura está muy próxima (por ej., 5 metros lejos) de un edificio industrial o de oficina de hormigón reforzado ubicado en roca dura, serían 70 x 1.2 x 1.2 x 1.0 x 1.217= 122 mm/s. La figura 7.16 presenta la curva de vibración/distancia para el caso precedente, según la Norma sueca. 7.4.3 TUBERIAS Las tuberías para gas o agua son casos frecuentes cuando hay tronaduras, y garantizan una atención separada en cuanto a límites apropiados de vibración. Algunas de los puntos de preocupación cuando se estima los límites apropiados de vibración para las tuberías incluye: 1. edad y condición de la tubería; 2. tipo de material de la tubería (acero, hormigón, cerámico, etc.); 3. presión interior de la tubería; 4. ubicación de la tubería (sobre tierra o enterrada). Las preocupaciones acerca de los efectos de las vibraciones de la tronadura en las tuberías derivan de uno o más de los siguientes temores: 1. que los niveles de vibración de la tronadura puede impactar en la integridad estructural de la tubería; 2. que el movimiento de bloques en la masa rocosa puede pinchar la tubería, y una posible ruptura; 3. que el movimiento de la tubería relativo a la roca circundante dañe la capa anticorrosiva en las tuberías de acero, eliminando el beneficio de sistemas de protección catódicos. Esfuerzos inducidos por la vibración. Los límites de vibración normalmente se imponen a operaciones de tronadura realizados próximos a otras estructuras, incluyendo casas residenciales, sitios históricos, etc., basado en la condición de la estructura. Los límites de vibración impuestos en estructuras intentan considerar el confort

96 personal, daño cosmético y daño estructural. Debe tomarse en cuenta que mientras la imposición de límites conservativos de vibración provee un factor de seguridad muy alto contra el daño inducido por la vibración, también será muy significativo el aumento del costo de excavación. El costo de excavación puede aumentar por más de un factor de cinco debido a la necesidad complacer los límites conservadores de vibración. Si se quita el factor de la respuesta humana, entonces se pueden imponer límites de vibración substancialmente más altos mientras todavía provee un factor alto de seguridad en la integridad de la estructura. Procedimientos para establecer los límites de vibración en ausencia del confort personal, considera el efecto de vibraciones en términos de niveles de esfuerzos inducidos, y compara estos niveles con las condiciones de operación diseñadas. Esta aproximación permite a operadores estimar la probabilidad de daño estructural, y aplicar límites apropiados de vibración basado en ingeniería. Tales límites proveen factores altos de seguridad, mientras al mismo tiempo provee una ruptura mínima en los costos de excavación. El uso de límites de vibración para controlar los niveles de esfuerzos inducidos en un tubería se justifica por la correlación directa entre el esfuerzo y la vibración, ilustrado por Clark (1976). La mayoría de los artículos técnicos detallan la respuesta de la tubería a la tronadura muestran un criterio de límite basado en la velocidad del movimiento del suelo o velocidad peak de partícula (PPV). De cualquier modo, de todos los papeles técnicos que han sido repasados por este autor, que relacionan límites de vibración para tuberías, establecen inapropiado los límites de la vibración del medio ambiente cuando se protege la integridad de tuberías de acero. La tabla 7.6 presenta un resumen de niveles de vibración medidos por varios autores, y también presenta un rango de límites de vibración aplicados a tronadura cerca de tuberías de alta presión. Los artículos referidos en la tabla se considera que son particularmente pertinentes debido a la cantidad de detalle técnico en su presentación. Autor

Distancia desde la tubería (m)

Criterios de límite

McKown & McClure (1988) Oriard (1991)

0a5

100 mm/s

0.5 a 0.6

Ninguno

2.3 1.5 6 15

Ninguno 2500 psi 125 mm/s Ninguno

Clark (1976) McKown (1991) Siskind & Stagg (1993)

Niveles máx. de vibración observados (mm/s) 150 > 1000 (estimados) 1600 250 > 100 500

Tabla 7.6. Criterios de vibración para algunas operaciones de tronadura cerca de tuberías. La habilidad de vibraciones de la tronadura para dañar estructuras de tubería se relaciona con los niveles de esfuerzo inducido en la tubería. Clark (1976) presenta un detallado procedimiento (basado en fórmulas desarrolladas por McClure et al, 1962) para relacionar esfuerzos de la tubería a la velocidad peak de partícula, y métodos para calcular esfuerzos de pandeo en tuberías. El procedimiento, en conjunto con monitoreo continuo de vibraciones, ha sido aceptado por compañías de tubería en todo E.E.U.U. como un método fiable para controlar el daño. Según Clark, el torcimiento permitido de una cañería se calcula de la ecuación:

97

  

σ b =  0.375 * σ my * Fd −

donde

Pop * (d 0 − 2 * t )

  2 * d 02 − (d 0 − 2 * t ) 2  2

(

)

(97)

σ my es la resistencia mínima de la cañería, t es el espesor de la pared de la cañería, d

0

es el

diámetro externo de la cañería, Pop es la presión de operación en la cañería, y Fd es el factor de diseño para la tubería. El método detallado por Clark se usó para establecer el esfuerzo máximo de torcimiento de 2500 psi (17 MPa) para una tubería de alta presión de 760 mm de diámetro, y una tubería de alta presión de 550 mm de diámetro. Más aún, correlacionando esfuerzos inducidos con niveles de vibración inducida (por medida directa simultánea de esfuerzo y velocidad peak de partícula), Clark mostró que, por una tubería separada, el esfuerzo máximo aceptable de 340 psi fue producido por un nivel de vibración de aproximadamente 80 mm/s, a una distancia escalar de aproximadamente 2.6 m/ kg1/2. Siskind & Stagg (1993) recomiendan límites de vibración de 125 mm/s, 150 mm/s, y 200 mm/s para tuberías hechas de acero de clase B, x42 y x56 respectivamente. Conclusiones finales del paper recomiendan que 125 mm/s (5 ips) se permite para tuberías Clase B o mejores. Estos límites se basan en niveles de esfuerzos que no exceden el 18% de resistencia mínima- un factor usado como una guía informal para efectos ambientales transientes tales como tráfico sobre una tubería debajo de una carretera. Siskind& Stagg demuestran que los límites de vibración tienen un factor de seguridad grande en sí mismo, y más aún señala que no hay ningún ajuste necesario para la edad de la tubería, asumiendo que la capa protectora está intacta, o a lo menos que se sabe que la tubería está en un riesgo mayor por un daño previo. Una justificación adicional para aumentar el nivel de vibración aceptable proviene de la consideración de la frecuencia de vibración. Por todas partes del mundo autoridades han aceptado el potencial daño reducido de altas frecuencias respecto a vibraciones de baja frecuencia. A distancias cercanas, y pesos de cargas pequeñas, las frecuencias de vibración son marcadamente más altas que a distancias grandes. Como resultado, desplazamientos de terreno son menores que para frecuencias más convencionales de la misma velocidad peak de partícula. Límites de vibración, aún para edificios, se aumentan normalmente en el rango de 75 mm/s a 100 mm/s cuando se truena muy próximo a fundaciones con cargas pequeñas. Frecuencias de vibración de cargas de menos de 1.5 kg., a distancias menos que 8 metros, se espera que estén en el rango de 100 Hz a 500 Hz, comparado con frecuencias normales de tronadura en el rango de 10 Hz a 50 Hz. Una onda de vibración de amplitud de 10 mm/s y frecuencia de 150 Hz tendrá una amplitud de desplazamiento de alrededor de 0,01 mm, comparada con 0.05 mm para una onda de 25 Hz de la misma velocidad peak de partícula. Basado en el información precedente, se recomienda que el límite máximo aceptable de vibración para tuberías hecha de acero está en el rango de 50 a 100 mm/s. Este rango corresponde al más bajo recomendado en la literatura técnica, y permitiría el disparo de cargas sobre 1 [Kg] por retardo en roca dura, a distancias de 5 a 10 metros de tuberías existentes. Se espera que este límite tenga un factor grande de seguridad, aunque se recomienda que se requiere que los operadores demuestren complacencia para monitorear todas las tronadura. Cuando la tronadura está a menos de 5-10 metros de algunas tuberías, límites más altos de vibración serán apropiados, junto con un tamaño reducido de carga explosiva, a alrededor de 150 g. De cualquier modo, el aumento de límites se debe acompañar por aumento de mediciones,

98 posiblemente incluyendo medidas simultáneas de esfuerzos inducidos en la cañería y vibración del suelo usando medidores de esfuerzos y geófonos, con capacidad para alta frecuencia. DESPLAZAMIENTO DE BLOQUES

McKown (1988,1991) y Oriard (1991), dan énfasis a la importancia de controlar el movimiento de bloques de roca cuando se truena cerca de tuberías en operación, manteniendo Oriard que la vibración en sí misma nunca se ha observado que produzca un fallamiento de tubería. En cambio, estos autores observan que la presión del gas de explosión a veces causa desplazamiento en gran escala de bloques de roca que pueden llevara romper la tubería. Se instó a una precaución particular cuando se truene dentro de la región del cráter de la carga explosiva. El control de desplazamiento de bloques se considera de una prioridad más alta que el control del esfuerzo inducido por la vibración. La probabilidad de causar ruptura de una tubería enterrada por desplazamiento de bloques depende de: 1. la distancia entre el explosivo y la tubería existente; 2. la condición de la zanja en que la tubería está enterrada, y el espesor del relleno de arena entre la tubería y la pared de roca; 3. el tamaño del hoyo de tronadura y peso de la carga usada en la excavación de la zanja nueva; 4. la naturaleza de las diaclasas en la roca entre las dos zanjas; 5 el grado de control de las prácticas de tronadura, en particular en el grado de confinamiento de la carga, cuando la tronadura se acerca a la zanja de la tubería. Límites bajos de vibración impuestos en tuberías enterradas indirectamente protege contra movimientos de bloques al asegurar que el tamaño de hoyo de tronadura y peso de explosivo detonado es lo suficientemente pequeño de manera que movimientos de bloques de gran escala son efectivamente imposible. Otro método para proteger contra el movimiento del bloque es el uso de clavijas gruteadas, o pernos de anclaje, para estabilizar la roca entre los hoyos de tronadura y la zanja de la tubería. Este método fue usado por McKown (1991), en conjunto con precorte, cuando la tronadura se acercó 100 pies (aprox. 30 metros) de una tubería de gas enterrada. La lechada tiene el papel dual de anclar estos pernos y/o rellenar diaclasas abiertas con lechada, minimizando la cantidad de movimiento entre bloques. Cerca de la superficie la masa rocosa invariablemente está abiertas, con diaclasas meteorizadas y exhibiendo baja cohesión, y este tipo de roca puede requerir estabilización a través de lechada y pernos de anclaje. Otras medidas que se pueden emprender para controlar movimientos de bloques envuelven aspectos de diseño de tronadura. 1.Minimizando confinamiento de cargas- mallas y secuencia de retardo debe usase para proveer máxima libertad de movimiento de la roca. La cara se debe limpiar antes que las tronaduras se disparen, y se debe limitar el tamaño de las tronaduras para evitar el confinamiento de los hoyos posteriores. 2.Disminuir el tamaño de las cargas.- Se deben escoger diámetros de hoyos de tronadura tan pequeño como sea posible, y se debe limitar el peso de las cargas usando productos encartuchados. El uso de explosivos vaciables se debe evitar para asegurar que no se sobrecarguen los hoyo de tronadura, y que cualquiera cavidad presente en la roca no se cargue. 3 Factores de carga adecuados- El tema de confinamiento de la carga está estrechamente unido con el factor de carga. Factores de carga bajos necesariamente significan alto confinamiento de carga y

99 es por eso más probable que produzca grandes desplazamiento de roca que factores de carga altos. Factores de carga más altos tienen la ventaja adicional de proveer mejor fragmentación, y mejor control mejor sobre el perfil final de la zanja. 7.4.4 IMPLICACIONES DEL COSTO El establecer límites bajos de perturbación reduce el impacto de tronadura en las personas, y se puede esperar por eso reducir el nivel e intensidad de quejas. Además, reducirá el potencial de daño inducido por esfuerzos a niveles que se aproximan a cero. De cualquier modo, el grado de confort se logra a un costo alto, ya que los costos de tronadura pueden aumentar significativamnete a medida que el tamaño de la tronadura (diámetro del pozo, carga máxima, volumen de roca), se reduce. Las secciones siguientes proveen figuras indicativas, basadas en requisitos actuales de excavación, mostrando cómo límites ambientales inapropiados han causado acrecentamiento muy grande en costo. Lo apropiado de los límites se debe ver en el contexto total del impacto económico final en la comunidad.

El ejemplo siguiente considera el costo de excavación de un volumen grande de granito. La excavación está complicada por una tubería de gas localizada a lo largo de dos de los cuatro deslindes del sitio de la excavación. Autoridades han impuesto una vibración limite de 10 mm/s en la tubería. El sitio es una colina empinada de granito, de altura aproximada de 100 metros sobre el nivel del camino circundante, y requiere excavación y nivelación al nivel del camino. El costo de tronadura más efectivo para el volumen de roca requerido sería el usar explosivos a granel y diámetros de hoyos de tronadura de alrededor de 100 mm, con una altura de banco de alrededor de 15 metros. Esto, sin embargo, involucra hasta 120 kg. de explosivo por hoyo de tronadura, y la proximidad mínima a la tubería de gas se calcula que es más de 500 metros. Dentro de los 500 metros a la tubería de gas, se deben reducir las mallas de tronadura para cumplir con los límites de vibración (con un nivel de confianza del 90%). El tamaño de la tronadura dentro de los 500 metros a la tubería se reduce usando un peso de carga por retardo reducido. Esto se puede lograr de varias maneras, incluyendo tacos intermedios, hoyo de tronadura con diámetros más pequeños, y alturas de banco reducidas. Finalmente, cuando se truene dentro de los 50 metros a la tubería, la carga por retardo se debe reducir de 120 Kg en el diseño de tronadura con un costo más efectivo a menos de 2 kg. Esto sólo se puede lograr al usar hoyos de tronadura de diámetro pequeño, alturas de banco pequeñas, y explosivos encartuchados. La Tabla 7.7 presenta los costos de excavación para este caso a medida que la tronadura se aproxima cada vez más a la tubería de gas.

100 Item Diseño Diámetro de hoyo (mm) Burden x espaciamiento (m) Altura de banco (m) Kg explosivo/hoyo

Zona 1

Zona 2

Zona 3

102 3.8 x 4.2 15 120

89 2.4 x 2.7 7.5 30

50 1.2 x 1.4 2 1.5

Proximidad mínima (m)

400

200

50

Costos ($/t) Explosivos Accesorios Perforación Total

0.23 0.03 0.10 0.36

0.23 0.06 0.23 0.52

0.31 0.82 0.39 1.52

Tabla 7.7. Análisis de costos para tronaduras en zonas de proximidad variable a tuberías de gas. (Nota: los costos están expresados en US$/ton, asumiendo una iniciación no eléctrica). La tabla 7.7 muestra un aumento en el costo de excavación de casi 5 veces a medida que la excavación se aproxima desde 400 m. a 50 m. de la tubería de gas sensible a la vibración. Se debe notar, que en este sitio en particular, la tronadura con un peso de explosivo de 1.5 Kg no se puede efectuar dentro de los 50 metros a la tubería de gas, mientras se mantiene un nivel de confianza de 90% para cumplir con el límite impuesto de 10 mm/s. Los costos de excavación para los 50 metros finales de material probablemente exceden los valores para la Zona 3. Si el límite de vibración en la tubería se hubieran establecido en 100 mm/s, más acorde con los límites recomendados en la literatura, entonces las tronaduras con hoyos de 102 mm de diámetro podrían continuar hasta 60 metros de la tubería, y los costos de excavación se mantendrían a casi el mismo nivel de los de la Zona 1. Sólo los 60 metros finales de tronadura requerirían una tronadura de escala reducida, y los costos para esta zona no excederían probablemente a los de la Zona 2.

101 REFERENCIAS AECI, 1984. "Drilling accuracy”, Explosives Today Technical Bulletin, Series 2, No. 36. Afrouz, A., Hassani, F.P., and Ucar, R., 1988. "An investigation into blasting design for mining excavations", Mining Science and Technology, 7, PP 45-62. Anderson, D. A., 1989. The 8 ms “criterion": 'Have we delayed too long in questioning it?, Proc. Conf. on Explosives and Blasting Technique, Society of Explosives Engineers, Annual Conference, p 381. Ash, RL., & Smith, N.S., 1976. "Changing borehole length to improve breakage: a case history", Proc Second Conference on Explosives and Blasting Techniques, Society of Explosives Engineers, Louisville, Kentucky, Jan 28-30, pp 1 -12. Barnes, 13; 1988. "Presplitting techniques with large diameter blastholes in Western Coal", Proc. Society of Explosives Engineers, l4th Annual Conference of Explosives and Blasting Technique, Anaheim, PP 218-229. Barton, N., Lien, R., & Lurd, J., 1974. “Engineering classification of rock masses for design of tunnel support", Rock Mechanics, Vol. 6, No. 4, pp 189-236. Bieniawski, Z.T., 1974. "Geomechanics classification of rock masses and its application in tunneling" Proc. Third Int. Congress on Rock Mechanics, ISRM, Denver, PP 27-32. Blair, D.P., 1987. "The measurement, modeling and control of ground vibrations due to blasting”, Second International symposium on Rock Fragmentation by Blasting, Keystone Colorado, August, PP 88-101. Blair, D. P., 1990. Some problems associated with standard charge weight vibration scaling laws, Third International Symposium on Rock Fragmentation by Blasting, Brisbane, Australia, August, PP 149-158. Bryan, V.C., Mangum, H,L., & McCutchen, D., 1990. "Comparison of non-electric and electric initiation Systems", Proc. Soc. Explosives Engineers, 16th Conference on Explosives and Blasting Technique, Florida, February, PP 145-150. Chiappetta, R.F., 1991. "Generating site specific blast designs with state-of-the-art blast monitoring instrumentation and PC based analytical techniques", Proc. Soc, Explosives Engineers, l7thConference on Explosives & Blasting Technique, Las Vegas, February, Pp 79-101. Clark, D.A~1 1976. "Relationships between Pipe Stress, Ground Particle Velocity arid Scale Factors in Blasting Dolomite", International Society of Explosives Engineers, Louisville, Kentucky, January 28-30, pp 257-272. Clark, GB., 1987. Principles of Rock fragmentation, John Wiley & Sons. Crenwelge, O.E. (Jr.), 1987. "A frequency domain approach for predicting and minimizing blast induced ground vibration”, Second International Symposium on Rock Fragmentation by Blasting, Keystone, Colorado, August, PP 114-119. Cunningham, C., 1983. "The Kuz-Ram model for prediction of fragmentation from blasting", First International Symposium on Fragmentation by Blasting, Lulea, Sweden, PP 439-453.

102 Cunningham, C.V.B., 1987, “Fragmentation estimations and file Kuz-Ram model - four years on", Second lnt . Symp.,. Fragmentation by Blasting, Keystone, Colorado, pp 475-487. Djordjevic, N., Kavetsky, A., and Scott, A., 1990. "Blast design optimization to minimize induced vibration of structures'1, Third International Symposium on Rock Fragmentation by Blasting, Brisbane, Australia, August, pp 373-380. Grant, J.R., Spathis, A.T., and Blair, D.P., 1987. "An investigation of the influence of charge 1ength upon blast vibrations", Proc. 6th International Congress on Rock Mechanics, International Society for Rock Mechanics, Theme 3, Montreal.

Hagan, T., & Harries, G.,1977. "The effect of rock properties on blasting results", Drilling and Blasting Technology, Australian Mineral Foundation, Vol. 1, Ch.4. Hemphill, GB., 1981. "Blasting Operations", McGraw-Híll Book Company, Chapter 7, PP 91-107. Hoek, E., & Bray, J.W., 1981. "Rock Slope Engineering", Institution of Mining & Metallurgy, Revised Third edition, p 358. Hoek, E, & Brown, T., 1980. "Empirical strength criterion for rock masses”, Jnl. Geotech. Eng. Div., ASCE, 106 (GT9), September, PP 1013-1035. Holmberg, K & Persson, P.k, 1979. "Design of tunnel perimeter blasthole patterns to prevent rock damage", Proc. IMM Tunneling '79 Conference, March 12-16, London. Hulmes, NL, LeJuge, G., Ellison C. & McKenzie, C., 1987. "Improvements in blasting practices at Mount Charlotte through vibration monitoring and analysis", Second International Symposium on Rock Fragmentation by Blasting, Keystone, Colorado, August, pp 530 - 540. Kavetsky, A., Chitombo, GP., McKenzie, C.K, & Yang KL., 1990. "A model of acoustic pulse propagation arid its application to determine Q for a rock mass", Int. Jnl. Rock Mech., Mín. Sci., and Geomech Abstr., Vol 27, No. 1, PP 3341. Langefors, U, & Kihlstrom, B., 1978. The modern technique of rock blasting, 3rd Edition, John Wiley & Sons. Lilly, P.D., 1986. "An empirical method of assessing rock mass blastability", Large Open Pit Mining Conference, Australasian Institute of Mining &Metallurgy, Newman, October, PP 89-92 Metallurgy, Newman, October, PP 89-92. Lilly, P.A., & Thompson, P.W., 1992. Slope stability during blasting: A case history, Australia/New Zealand Conf. on Geomechanics; Aust Geomech. Soc., February, Christchurch, New Zealand. McKenzie, C.K., 1987. "Blasting in hard rock: Techniques for diagnosis and modeling for fragmentation and damage", Sixth International Congress on Rock Mechanics, International Society of Rock Mechanics, Theme 3, Montreal, pp 1425-1431. McKenzie, C.K., Andrieux, P.P., & Sprott, D.L., 1992. "The significance of amplitude in blast vibration monitoring”, Canadian Institute of Mining & Metallurgy, 94th Annual General Meeting, Montreal, April. McKenzie, C.K., & Bulow, B.M., 1990. “Ho1e to bole interaction in production blasting at Mount

103 Tom Price”, Third International Symp. On Fragmentation by Blasting, Brisbane, August, pp325-333. McKenzie, C.K., Heilig, J.H., Hickey, S.M., & LeJuge, G.E., 1990. "Ground vibration & overpressure generation: How much do we really know?", Institute of Quarrying (Australian Division), 34th Annual Conference, Hobart, November. McKown, A.F., 1991. "Close-in Construction Blasting - Impacts and Mitigation Measures”, International Society of Explosives Engineers, Volume 2, Las Vegas, Feb 3-7, pp 49-75. McKown, A.F., & McClure, R.A., 1988. Close Proximity Trench Blasting Case History, International Society of Explosives Engineers, Anaheim, Jan 31 - Feb 5, PP 349-371 Oriard, L.L., 1991. "Close-in Blasting Effects on Structures and Materials", International Society of Explosives Engineers, Las Vegas, Feb. 3-7, pp l3-28. Siskind, D.E., Stachura, V.3., Stagg, M.S., & Kopp, J.W., 1980 (a). "Structure response and damage produced by airblast from surface mining". UsBM Report of investigations 8485. Siskind, D.E., Stagg, M.S., Kopp, J.W., & Dowding, C.H., 1980 (b). "Structure Response and Damage Produced by Ground Vibration from Surface Mine Blasting", USBM Report of Investigations 8507. Siskind, D.E., & Stagg, M.S., 1993. "Response of Pressurized Pipelines to Production-Size Mine Blasting", International Society of Explosives Engineers, Research Syrnposiurn, San Diego, Jan 31Feb 4, pp129-148. Tamrock, 1988. “Surface drilling and blasting", Published by Tamrock Drills, edited by Jukka Naapuri. Workrnan, J.L., & Calder, P.N., 1991. "A method for calculating the weight of charge to use in large hole presplitting for cast blasting operations", Proc. Society of Explosives Engineers, 17th Conference on Explosives and Blasting Technique, Vol. 2, Las Vegas, PP 97-107.

104 INDICE

Accesorio, funcionamiento Métodos de medición Variabilidad del retardo Acoplamiento del explosivo Definición Acuagel Composición Definición Angulo de fricción Definición Balance de oxígeno Definición

Desacoplamiento Definición Ecuación

1 76

Desacople de explosivos Distancia de separación mínima Guías de diseño

76 78 77

14 1

Detonadores eléctricos Exactitud Probabilidad de traslape

17 17

1

Detonadores no eléctricos Probabilidad de traslape

19

Diaclasas Cohesión Efecto en la fragmentación Orientación

2 25 24

66 67

1

1

Booster Definición

5

Burden Burden efectivo Definición Diseño Operación Relación al diámetro

1 1 37 38 37

Campo cercano Definición

2

Campo lejano Definición

2

Concentración de carga lineal Definición

2

Diámetro crítico Definición

3

Diámetro del hoyo Desviación 37 Efectos en la exactitud de la perforación 40 Efecto en la longitud máx. del hoyo 37, 40 Selección 36 Dilatación de fracturas Ejemplo de forma de onda Medición con extensómetros Presión de hoyo

74 74 74

Contornos de fracturas Para determinar la distancia de separación 73

Diseño de tronadura Cuadrado Trabado

39 39

Cordón detonante Interrupción de la columna

Distancia escalar Definición Gráficos de ejemplo Sobre presión Vibración

3 85 80 80

Distancia de separación Cálculo de Definición

78 3

Distribución del explosivo Contorno de energía

42

Emulsión Composición Definición

13 3

Cristalización Definición

16 46

2

Daño estructural Sobre presión

91

Daño producido por la tronadura Contornos de fracturamiento Dilatación de fracturas Diseño de tronaduras de contorno Estabilidad de roca Iniciación de fracturas frescas Mecanismos principales Vibración en el campo cercano Vibración en el campo lejano

73 73 75 70 71 70 71 70

Decibel Definición

2

Deflagración Definición

2

Deformación inducida Ecuación

26

Energía de burbuja Definición

3

Energía de choque Definición Ecuación de campo cercano Métodos de medición

4 66 66

Energía del explosivo Curvas PV

13

105 Espaciamiento Definición Diseño Espaciamiento efectivo Estabilidad Definición

4 39 4

Grados de fijación Definición

Explosivos aluminizados Definición

4

Explosivo, funcionamiento Medición del funcionamiento del burden

63

Explosivos, propiedades Aditivos de aluminio Balance de oxígeno Cristalización Diámetro crítico Química

59 58

5

4

Evaluación del funcionamiento de la tronadura Funcionamiento del accesorio 66 Funcionamiento del explosivo 60 Funcionamiento de la fragmentación 58 Medición del choque 65

Explosivos primarios Definición

Fragmentación, funcionamiento Monitoreo de eventos Monitoreo de vibración

4

11 11 2 3 11

Hoyo de tronadura Diámetro Inclinación Iniciador Largo Pasadura Taco

36 44 44 39 41 41

Impacto en el medio ambiente Estableciendo límites Proyección de rocas Sobre presión Vibración del suelo

90 88 80 83

Indices de tronabilidad Afrouz Lilly

29 28

Impedancia Definición Ecuación Igualamiento del explosivo

5 22 27

Iniciación lateral Definición

5

Explosivos slurries Definición

5

Iniciación por simpatía Ejemplo de forma de onda

60

Explosivos, tipo Compuesto Molecular Selección

10 10 50

Iniciación simultánea Ejemplo de forma de onda

60

Iniciación, secuencia de Definición Diagramas Factores que influyen

7 47 48

Iniciación, sistemas de Eléctrico No eléctrico Selección del retardo

46 45 48

Iniciación instantánea Ejemplo de forma de onda

60

Iniciador Definición Efecto en el VOD Cantidad Objetivo Tamaño Ubicación

5 44 45 44 44 44

Explosivo secundario Definición Factor de acoplamiento Ecuación Factores que influyen

4

86 86

Factor de carga Definición 5 Relación con el índice de tronabilidad 29 Factor de Energía Definición

5

Factor de roca Ecuación Estimación (Kuz-Ram) Tabla de influencias

56 56 56

Fallamiento de la masa rocosa Bloque Circular Condición de discontinuidad Cuña Ecuaciones de fallamiento

30 31 31 31 32

Kuz-Ram, modelo Ecuaciones Ecuación de Kuznetsov Ecuación de Rosin Rammler Factor de roca Indice de uniformidad Tamaño medio de partícula

55 54 53 56 55 54

Fragmentación Espaciamiento de fracturas Modelo de Kuz-Ram Orientación de las fracturas Tamaño de bloques in situ

22 53 24 23

Masa rocosa Efecto en el diámetro del hoyo Espaciamiento de fracturas Tamaño de bloques in situ

24 23 23

106 Ecuación Medición del VOD Métodos de medición

61 61

Monitoreo de eventos de tronadura Efectos del tiempo de retardo Efectos de la propiedad de la roca Ejemplos de formas de onda Limitaciones Problemas comunes Sensores

60 60 59 59 60 59

Movimiento del burden Digitación de film/vídeo Energía cinética de Métodos de medición Método del perfil de la pila

64 63 63 64

Nitrato de amonio Almacenamiento Cristalización Tamaño del prill Onda P, velocidad Definición

13 13 12

Relación de carga Definición Distribución de explosivo Ecuación Resistencia al agua Definición Retardos, intervalos Control de daño Control de la fragmentación Control de la sobre presión Control de la vibración Perfil de la pila Retardo, variabilidad El factor F Medición de la exactitud Medición de la precisión Notación estadística Probabilidad de fuera de secuencia

40

7 43 43

7

49 48 50 50 48

68 67 68 67 69

8

Onda elemental, modelo de Factor de acoplamiento

84 85

Pasadura Cálculo de Definición

41 5

Potencia en peso Definición Potencia en peso relativa

6 6

Potencia en volumen Definición Potencia relativa en volumen

6 6

Roca, propiedades de Densidad Fragmentación Influencia en la vibración Módulo de Young Resistencia de la roca

27 21 21 26 26

Roca, resistencia de

33

Sensibilizantes Definición

7

Sensibilidad Definición

7

Precorte Efecto de la exactitud de la perforación Espaciamiento estimado para Presión de detonación Definición Dependencia del VOD Ecuación

78 78

6 15 15

Presión de explosión Definición

6

Presión peak de hoyo Definición

6

Probabilidad de traslape Detonadores eléctricos Detonadores no eléctricos Ecuación Proyección de rocas Definición Definición de área de tronadura Desde la parte superior del banco Desde caras verticales Predicción de rangos Rango de proyección “violenta” Tabla de valores calculados Razón de rigidez Definición

Sobre presión Contribución de hoyos de la cara libre Decibel Definición Distancia escalar Efectos de las propiedades de la roca Ecuaciones Estableciendo límites Fuentes de Métodos de reducción Relación con la vibración Variabilidad en

82 2 8 80 35 80 90 81 82 81 80

Taco Cálculo de Definición

41 8

Taco de aire Definición

8

Taco intermedio Definición

8

17 19 18

7 88 89 88 88 90 90

Trazado Definición Tronaduras con cargas parciales Definición

7

8

8

107 tronadura de contorno Contornos de daño Características de diseño Densidad de carguío

77 74 76

Tronadura suave

77

Tuberías, tronaduras cerca de Desplazamiento de bloques Detalles concernientes Ecuaciones de esfuerzos/vibración Esfuerzo inducido por la vibración Tabla de límites

97 95 96 95 96

Tubo de choque

46

Velocidad de detonación Definición Figuras Métodos de medición continua Métodos continuos Métodos del punto de contacto

8 61 62 62 61

Velocidad peak de partícula Definición Vibración Campo cercano Campo lejano Causas de dispersión Contornos de fracturamiento Costos asociados con los límites Criterios alternativos de la USBM Distancia escalar Ecuación del campo cercano Ecuación de escalamiento del peso de la carga Ecuación para el fracturamiento en la cara del banco Estableciendo límites Estándares alemanes DIN 4150 Estándares británicos BS6472 Estándares suecos 460 48 66 Factores que influyen Influencia del tamaño de la tronadura Influencia de los retardos Iniciación de fracturas frescas Límites para tuberías Predicción de la onda elemental Super posición de ondas Vibración, monitoreo de Campo cercano Campo lejano

Vibración del subsuelo Definición Ecuaciones Ecuación USBM Frecuencia Pérdida friccional

8

71 70 86 73 98 92 83 72 72 83 82 90 82 91 92 85 87 87 71 95 84 84

2 2

33 34 83 34 33