Libro Sobre Diseño Geotécnico

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles

DISEÑO GEOTÉCNICO PARA

TAJEO ABIERTO

POR SUBNIVELES

Ernesto Villaescusa Western Australian School of Mines

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Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles 1 Introducción 1.1 Selección del Método de Minado El diseño y selección de un método de minado requiere de un enfoque sistemático; algunos de los parámetros fundamentales que influencian el proceso de planificación y diseño son el buzamiento, tamaño y forma de un yacimiento; las resistencias del mineral y de la roca huésped así como la economía (Hamrin, 1982; Brady y Brown, 2004). Puede distinguirse entre yacimientos que tienen ancho, altura y longitud significativos y aquellos que son pequeños en una dimensión y tienen buzamiento empinado o somero. Por ejemplo, los yacimientos que tienen dimensiones verticales importantes pueden accederse mediante piques desarrollados a profundidades sucesivas. La fuerza de gravedad se usa con ventaja en las operaciones de rotura y manipuleo del mineral, pues el material roto puede llevarse hasta los puntos de recolección convenientemente situados. Cuando un yacimiento es angosto, requiriendo el ingreso total de equipo y personal, una consideración crítica a medida que avanza el frente de minado es la caída de rocas (Figura 1.1). En la mayoría de los casos, cuando un yacimiento es grande en todas sus dimensiones, el acceso es a través de piques pequeños situados fuera de las zonas de producción principales. El método de minado seleccionado excluirá otras opciones en base a la seguridad, productividad, recuperación y control de dilución. Brady y Brown (2004) han explicado la relación general entre las propiedades geotécnicas de un yacimiento, la roca huésped y el método de minado más adecuado. 1.2 Métodos de Minado Autosostenidos La estabilidad del macizo rocoso influye enormemente en la elección del método de minado. Los macizos rocosos estables permiten extensas exposiciones de los techos y muros de aperturas subterráneas (Figura 1.2). Las aperturas autosostenidas son aquellas en las cuales la carga suprayacente se redistribuye por la masa rocosa y es soportada por los muros laterales y pilares. Puede removerse mineral de una apertura sin usar materiales para soporte de techo y muros. Por seguridad, es probable que aún se requiera soporte del suelo en lugares individuales o a intervalos regulares. Los ejemplos de métodos de minado autosostenidos (Brady y Brown, 2004) incluyen minado por tajeo abierto (materia de este libro) y el minado por cámaras y pilares, que no volverá a mencionarse aquí.

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FIGURA 1.1 Pique de acceso estabilizado previo a la extracción por tajeo de subnivel abierto.

FIGURA 1.2 Techo de tajeo muy estable y grande en masa rocosa de buena calidad.

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Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles El tajeo por subniveles está diseñado para la extracción progresiva de bloques de mineral específicos entre pilares de material circundante. El objetivo es explotar tanto como sea posible un depósito en los tajeos iniciales abiertos con bajo riesgo de movimiento del terreno y sin poner en peligro la recuperación del mineral de los pilares adyacentes. Por lo tanto, el tajeo abierto representa un sistema integral por etapas de recuperación total del mineral. El tajeo abierto primario usualmente es seguido por fases de extracción secundaria y a veces terciaria para recuperar el mineral de pilares. Los muros del tajeo deben ser autosoportantes para asegurar que la excavación sea estable a fin de permitir el minado de tajeo abierto sin dilución. El mineral también debe ser resistente para asegurar pilares secundarios y terciarios estables. La recuperación de pilares requiere el uso de material de relleno consolidado que se coloca en los vacíos del tajeo primario para permitir la extracción estable de tajeo secundario y a veces tajeo terciario. Aunque el tajeo abierto por subniveles es esencialmente un método de minado autosostenido, en este sentido puede empalmarse con métodos sostenidos artificialmente como los identificados por Brady y Brown (2004). 1.3 Tajeo Abierto por Subniveles Los métodos de tajeo abierto por subniveles se emplean para extraer yacimientos competentes grandes, masivos o tabulares, a menudo con buzamiento empinado, rodeados de rocas huéspedes competentes, que en general tienen pocas restricciones respecto a la forma, tamaño y continuidad de la mineralización. El éxito del método descansa en la estabilidad de los muros y techos grandes de tajeos (mayormente sin reforzar), así como en la estabilidad de cualquier masa de relleno expuesta. En macizos rocosos de buena calidad, los tajeos abiertos pueden ser excavaciones relativamente grandes (Figuera 1.3), en las cuales la perforación y voladura en anillo es el método principal de rotura de roca. En los límites del tajeo puede haber dilución de mineral consistente en materiales de baja ley, roca estéril o relleno de mina. Además, también puede haber pérdida de mineral debido a rotura insuficiente dentro de los límites del tajeo. Dos configuraciones de tajeo básicas son posibles: longitudinal y transversal. En ambas configuraciones, el mineral se explota desde subniveles mediante alguna forma de banqueo y fluye por gravedad a un punto de recolección. El tajeo por subnivel longitudinal se utiliza para yacimientos comparativamente angostos, usualmente menos de 15 m, con buzamiento empinado y el tajeo paralelo al rumbo del yacimiento. En yacimientos gruesos, los tajeos se orientan perpendiculares (transversales) al rumbo del depósito con pilares que se dejan entre los tajeos primarios. La recuperación total del tajeo y pilares requiere el empleo de relleno consolidado (Brady y Brown, 2004). El método se aplica ampliamente en todo el mundo y ofrece varias ventajas, incluyendo el bajo costo y las operaciones de producción eficiente sin ingreso. Utiliza equipo móvil de producción de

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FIGURA 1.3 Operaciones de tajeo a gran escala en las Minas Mount Isa. (Cortesía de Mount Isa Mines, Mount Isa, Queensland, Australia.)

perforación y carga altamente mecanizado para lograr altas tasas de producción con un nivel mínimo de personal. Además, las operaciones de producción de perforación en anillo, voladura, y recolección con pala neumática se concentran en unos pocos lugares. Las desventajas incluyen el requerimiento de un nivel importante de infraestructura de desarrollo antes de que empiece la producción, incurriendo así en una alta inversión inicial de capital. Sin embargo, gran parte del desarrollo ocurre dentro del yacimiento. Además, los tajeos deben diseñarse con límites regulares, y los bolsones de desecho internos no pueden separarse dentro del mineral roto. De modo similar, el mineral delineado no puede recuperarse más allá de un límite de tajeo diseñado.

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Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Los adelantos técnicos respecto a la comprensión de la conducta de la masa rocosa y el relleno, junto con las técnicas de medición de dilución y mejoras en voladura, equipo, ventilación y prácticas de soporte del terreno, actualmente permiten aplicar este método en situaciones mineras y geológicas cada vez más complejas, aún a gran profundidad. En particular, se requiere un aumento en la comprensión del método para facilitar configuraciones de acceso de tajeo mejorado y secuencias de extracción optimizadas, conducentes a la recuperación completa del yacimiento a la vez que se logra controlar la dilución. La complejidad del método y la profundidad actual de los yacimientos que se están explotando en todo el mundo sugieren que el planeamiento y control adecuados de las operaciones son críticos para la implementación exitosa de tamaños de tajeo y secuencias de extracción óptimas. Al método se le conoce comúnmente por todo el mundo como tajeo abierto, tajeo por subniveles, y tajeo por perforación de barrenos largos. Los elementos esenciales comunes del tajeo por subniveles son los siguientes (Mathews, 1978; Bridges, 1983): • • • • • • • •

Los tajeos son abiertos y se extraen sin colapso o socavación sustancial de muros. Los tajeos se extienden de subnivel a subnivel y las operaciones se efectúan sólo en estos subniveles. La roca disparada se mueve sólo por gravedad a los puntos de recolección del tajeo. El método usa barrenos largos para la rotura de roca, logrando buena fragmentación (Figura 1.4). Los barrenos se ubican dentro de planos llamados anillos. Los huecos pueden perforarse hacia abajo o hacia arriba. El arranque de expansión inicial está situado a un lado, al centro o al fondo de cada tajeo. El método es sin ingreso y el personal no tiene acceso a la parte abierta del tajeo (Figuras 1.5 y 1.6).

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FIGURA 1.4 Fragmentación típica de roca en voladura de tajeo abierto por subniveles.

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FIGURA 1.5 Vista del interior de un tajeo abierto.

FIGURA 1.6 Vista tri-dimensional de un tajeo abierto por subniveles transversales con varios niveles. (De Villaescusa, E., A review of sublevel stoping, en G. Chitombo, ed., Proceedings of the MassMin 2000, Brisbane, Queensland, Australia, 29 de Octubre a 2 de Noviembre, 2000, pp. 577-590), AusIMM, Melbourne, Victoria, Australia. Con autorización.)

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FIGURA 1.7 Tajeo de banco longitudinal a gran escala.

En este contexto, la extracción de yacimientos angostos y lenticulares mediante tajeo de banco longitudinal (Villaescusa et al., 1994) se incluye también entre las geometrías de tajeo por subniveles y se le examina en detalle en este libro (Figura 1.7). Durante los últimos 20 años o algo así, se ha desarrollado tecnología para mejorar la seguridad y economía de la extracción de mineral por tajeo y bancos de subniveles. La experiencia indica que las discontinuidades geológicas, esfuerzos, daño de voladura, geometría de excavación y soporte del terreno son los factores principales que controlan la conducta y estabilidad de los muros del tajeo. En las sub-secciones siguientes se introducirá y discutirá brevemente estos factores. Se les abordará con más detalle en capítulos posteriores de este libro.

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1.4 Factores que controlan el Comportamiento de Muros de Tajeo 1.4.1 Geometría de Excavación En el tajeo por subniveles, la perforación y voladura se realizan desde galerías de perforación situadas en subniveles colocados estratégicamente sobre la altura de un tajeo.

FIGURA 1.8 Formas estables para tajeo por subniveles

Debido al limitado refuerzo de perno de cable que puede darse a los muros expuestos del tajeo, la excavación debe diseñarse para que sea inherentemente estable. En este sentido, la experiencia ha demostrado que, por lo general, es posible lograr estabilidad de muro de tajeo con una dilución mínima creando aberturas que tengan dimensiones verticales altas y dimensiones horizontales cortas. Un ejemplo sería una perforación estable ascendente que se extiende lateralmente hasta que se vuelve inestable. La estabilidad se logra también formando aberturas que tienen dimensiones horizontales largas y dimensiones verticales cortas. Un ejemplo sería un túnel estable largo, cuya altura se aumenta hasta que se vuelve inestable. Los tajeos de forma cuadrada son los menos eficaces en términos de volúmenes potencialmente estables (Figura 1.8). La forma de la curva de transición conceptual en la Figura 1.8 es hiperbólica e indica que para tajeos abiertos por subniveles de varias capas (excavaciones con muros que tienen dimensiones verticales altas y dimensiones horizontales cortas), los tramos críticos son las longitudes horizontales expuestas o las anchuras de tajeo. La longitud y anchura, o sea dimensiones en vista de planta, son las dimensiones de tajeo críticas pues controlan también las dimensiones de las coronas del tajeo. Los tajeos por banco son excavaciones donde la más larga dimensión es la longitud del rumbo y los tramos críticos usualmente son las alturas expuestas, pues el ancho del yacimiento es usualmente

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Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles angosto. La Figura 1.9 muestra un ejemplo de desempeño de caja respaldo para tajeos de uno y dos niveles extraídos en un dominio geotécnico similar.

FIGURA 1.9 Desempeño de tajeo – masa rocosa tabular con buzamiento empinado, Mina Mount Marion.

Los datos del caso de estudio muestran que para los tajeos de un solo nivel, el desempeño del tajeo no lo controla la geometría, ya que la profundidad de falla no se correlaciona con las dimensiones del tajeo. Sin embargo, a medida que aumenta la altura del tajeo, la profundidad de falla aumenta con el incremento en longitud de rumbo del tajeo. Una conclusión inmediata es que la reducción del tamaño del tajeo puede que no necesariamente resulte en un mejor desempeño del mismo. Otro caso de estudio se muestra en la Figura 1.10, en la cual el desempeño del tajeo se relaciona claramente con la geometría del mismo. 1.4.2 Resistencia de la Masa Rocosa Generalmente se acepta que el comportamiento de los muros del tajeo es controlado mayormente por la resistencia de la masa rocosa que rodea al tajeo. Esta resistencia de masa rocosa depende de la naturaleza geométrica y resistencia de las discontinuidades geológicas así como de las propiedades físicas de los puentes de roca intacta. Las discontinuidades mayores solas o en combinación (usualmente continuas a la escala de un bloque de tajeo) tales como fallas, zonas de cizalla y diques, usualmente tienen muy bajas resistencias al corte y, si se orientan desfavorablemente, proveen superficies de falla cuando son expuestas por los muros del tajeo (Figura 1.11). Tales discontinuidades geológicas mayormente controlan el sobrequiebre y estabilidad alrededor de los muros de tajeo expuestos. Este es particularmente el caso para aquellas discontinuidades que tienen relleno mineral escamoso y susceptible al agua como el talco, la clorita y sericita.

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FIGURA 1.10 Desempeño de tajeo: masa rocosa tabular con buzamiento somero, Mina Davyhurst. (De Parker, B. 2004. Geotechnical Study of Shallow Dipping Orebodies – Mina de Oro Subterránea Lights of Israel. Tesis de Bachiller en Ingeniería, Departamento de Ingeniería de Minas, WA School of Mines, Curtin University of Technology, Perth, Western Australia, Australia.)

FIGURA 1.11 Estabilidad de caja respaldo de tajeo controlada por fallamiento de gran escala.

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FIGURA 1.12 Vista en planta de estructuras mayores que afectan el tajeo por subniveles – Yacimiento 1100, Minas Mount Isa (De Alexander, E.G. y Fabjanczyk, M.W. Extraction Design using open stopes for pillar recovery in the 1100 orebody at Mount Isa, en D.R. Stewart, ed. Design and Operation of Caving & Sublevel Stoping Mines, SME de AIME, New York, 1981, pp. 437-458)

En algunos casos, puede conectarse la estabilidad con actividades en vacíos concurrentes a lo largo de los rumbos o buzamientos de características geológicas mayores tales como zonas de falla (Logan et al., 1993). Idealmente, la ubicación de las discontinuidades geológicas de gran escala está bien definida y la mayoría de minas de tajeo abierto tienen un modelo tridimensional de la red local de fallas/zonas de cizalla (Figura 1.12). Estas características también pueden estar sísmicamente activas, aumentando más los desprendimientos en los límites de la excavación, especialmente en yacimientos angostos. Cuando se exponen estructuras de gran escala, generalmente es muy difícil controlar el sobrequiebre de muros de tajeo, a pesar de las prácticas de voladura utilizadas, y sólo puede minimizarse mediante el secuenciamiento de tajeo. El comportamiento de muros de tajeo también es una función del número, tamaño, frecuencia y orientación de las discontinuidades geológicas de escala menor. Tales redes de discontinuidad usualmente controlan la naturaleza y cantidad de sobrequiebre en los límites del tajeo. Las técnicas de caracterización de la masa rocosa pueden usarse para estimar las formas y tamaños de los bloques que probablemente queden expuestos en los muros finales del tajeo. Las características del conjunto de discontinuidad geométrica (tamaño, frecuencia, orientación, persistencia, resistencia de superficie, etc.) relativo a los muros del tajeo mayormente controlan la cantidad de dilución experimentada en esas paredes (Figura 1.13). Las diaclasas individuales tienen tamaño limitado y pueden terminar ya sea en roca intacta, formando un puente de roca intacta, o contra otra estructura dentro de una red de discontinuidad. Estos puentes de roca intacta son significativamente más fuertes que las discontinuidades que ocurren naturalmente y proporcionan mayor resistencia a falla dentro de una masa rocosa. 13

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FIGURA 1.13 Ejemplo de desprendimiento a gran escala de lapa y caja respaldo de tajeo. (De Villaescusa, E., A review of sublevel stoping, en G. Chitombo, ed., Proceedings of the MassMin 2000, Brisbane, Queensland, Australia, 29 de Octubre a 2 de Noviembre, 2000, pp. 577-590), AusIMM, Melbourne, Victoria, Australia. Con autorización.)

1.4.3 Esfuerzos Inducidos La extracción dentro de un bloque de tajeo puede generar grandes concentraciones de esfuerzo alrededor de los límites de la excavación. Si los esfuerzos locales (inducidos) aumentan más allá de la resistencia de una masa rocosa, entonces ocurrirán cambios en la calidad de la masa rocosa alrededor de un tajeo, y es probable que se experimenten fallas localizadas ya sea siguiendo las superficies de discontinuidad o directamente a través de la roca intacta. Donde ocurre movimiento por las discontinuidades, los esfuerzos se alivian. Esto a su vez puede conducir a sobrequiebre, dilución, o fallas grandes (Figura 1.14). Los cambios en la calidad de la masa rocosa alrededor de los límites de un tajeo son resultado de una combinación de redistribuciones de esfuerzo, daño de voladura cercana al campo, y los efectos de la excavación misma. En los casos donde las fallas de muro de tajeo no ocurren debido a la 14

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles concentración de esfuerzos, la vibración y los gases de la voladura cercana pueden dañar los puentes de roca intactos, que definen y enclavan los bloques de roca in situ, causando sobrequiebre o dilución en los límites del tajeo. Más aún, el comportamiento dinámico de un muro sin sostener se relaciona directamente con la cantidad de roca intacta disponible dentro de la masa rocosa. A menos roca intacta disponible, el proceso de voladura ocasionará más agrietamiento, rebanado y desplazamiento visible de muro de tajeo.

FIGURA 1.14 Falla de cresta de tajeo de banco relacionada con esfuerzo luego de la voladura en anillo.

Además, también pueden ocurrir fallas de muro de tajeo debidas a cambios de esfuerzo de naturaleza tensional (Bywater et al, 1983). La extracción de tajeo en un yacimiento destensado puede llevar a esfuerzos normales de muy baja magnitud a través de algunos de los muros expuestos. Pueden ocurrir fallas tipo pandeo, dependiendo de la frecuencia de discontinuidades paralelas a un muro de tajeo, el tamaño y frecuencia de cualquier discontinuidad cruzada, y el tamaño y forma de los tramos expuestos (Figura 1.15). 1.4.4 Sostenimiento del Terreno Para reducir las deformaciones experimentadas en los límites del tajeo (coronas, muros y caballones), puede emplearse el refuerzo por empernado de cable provisto en locaciones seleccionadas, usualmente limitado por la distancia entre subniveles de perforación. Los muros del tajeo se pre-refuerzan antes de cualquier disparo en el tajeo y, en la mayoría de los casos, los pernos de cable se instalan desde anillos perforados dentro de las galerías de acceso al tajeo. De esta manera, el refuerzo de muros de tajeo tiende a localizarse en bandas continuas separadas por la distancia entre los intervalos de subnivel. La función de dicho arreglo es dividir los muros del tajeo en un número de tramos de muro de tajeo estables así como detener fallas de la caja respaldo arriba del buzamiento (Figura 1.16). Puede usarse también sostenimiento de relleno para minimizar las deformaciones experimentadas por los muros del tajeo a la vez que se provee una contención para cualquier masa rocosa adyacente. 15

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles En general, es necesario el relleno cementado para recuperar mineral de tajeos secundarios donde se requiere exposiciones de relleno estables para minimizar la dilución. El relleno cementado es esencial en patrones de extracción de tablero de ajedrez dentro de

FIGURA 1.15 Falla de caja respaldo de tajeo de gran escala, controlada estructuralmente. (De Villaescusa, E., A review of sublevel stoping, en G. Chitombo, ed., Proceedings of the MassMin 2000, Brisbane, Queensland, Australia, 29 de Octubre a 2 de Noviembre, 2000, pp. 577-590), AusIMM, Melbourne, Victoria, Australia. Con autorización.)

FIGURA 1.16 Falla grande de caja respaldo de tajeo detenida por una fila de pernos de cable instalados antes de los disparos en el tajeo. (De Villaescusa, E., A review of sublevel stoping, en G. Chitombo, ed., Proceedings of the MassMin 2000, Brisbane, Queensland, Australia, 29 de Octubre a 2 de Noviembre, 2000, pp. 577-590), AusIMM, Melbourne, Victoria, Australia. Con autorización.)

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FIGURA 1.17 Operaciones de extracción continua y relleno en tajeo de banco.

yacimientos masivos (Bloss, 1992), mientras que el relleno no cementado se utiliza normalmente conjuntamente con operaciones de tajeo de banco (Villaescusa y Kuganathan, 1998). En la Figura 1.17 se muestra un ejemplo de estrategia de extracción de tajeo de banco ligada a relleno. Aquí, la longitud del muro expuesto usualmente se limita a un valor crítico, definido por la distancia entre el relleno y la cresta de banco que avanza (Villaescusa et al., 1994). 1.4.5 Daño de Voladura El daño de voladura a una masa de roca disparada se refiere a cualquier deterioro de la resistencia de la roca remanente debido a la presencia de grietas inducidas por el disparo y a la apertura, cizallamiento y extensión de planos de debilidad pre-existente o recién generados (Figura 1.18). Generalmente se acepta que el daño es causado por gases de expansión a través de las discontinuidades geológicas y por las vibraciones experimentadas en el proceso de voladura. Sin embargo, no es fácil establecer la contribución aproximada al daño causada por los gases de expansión, pues es difícil medir su ruta dentro de una red de discontinuidades de masa rocosa. Sin embargo, se puede observar regularmente rotura inducida significativa cuando los gases explosivos están bien confinados dentro de un volumen de roca, y en algunos casos los gases pueden viajar bastante más allá de la ubicación de las cargas explosivas. El daño por la energía de choque de una carga explosiva próxima a una voladura puede relacionarse con el nivel de vibraciones medido alrededor del volumen disparado. Los disparos repetitivos también imponen una carga dinámica sobre los muros de tajeo expuestos fuera de un volumen disparado y pueden activar desprendimientos controlados estructuralmente y sobrequiebre en último término. Se puede usar monitoreo de voladura convencional y técnicas geofísicas sencillas para medir los efectos de la voladura sobre el campo cercano. Los niveles de vibraciones y frecuencias de la onda de choque pueden medirse con exactitud razonable (Fleetwood, 2010). Estos datos pueden relacionarse con el daño siempre y cuando pueda estimarse la contribución (al daño total) de la energía de choque. Los niveles de vibración y frecuencia en los tramos medios de los muros de tajeo instrumentados pueden usarse para caracterizar la respuesta dinámica a la voladura en los límites del tajeo (Villaescusa y Neindorf, 2000).

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FIGURA 1.18 Daño estructuralmente controlado alrededor de un taladro en una cresta de tajeo abierto. (De Villaescusa, E., A review of sublevel stoping, en G. Chitombo, ed., Proceedings of the MassMin 2000, Brisbane, Queensland, Australia, 29 de Octubre a 2 de Noviembre, 2000, pp. 577-590), AusIMM, Melbourne, Victoria, Australia. Con autorización.)

1.4.6 Arreglo de Galería de Perforación Factores adicionales tales como galerías mal ubicadas o pre-existentes, que socavan los muros del tajeo, también contribuyen a la dilución o el desprendimiento en los límites del tajeo. En general, el número y ubicación de galerías de perforación en el tajeo abierto usualmente son funciones de la anchura del yacimiento. En yacimientos amplios, se utiliza galerías de perforación de caja respaldo y lapa para proveer refuerzo de perno de cable y para minimizar el impacto de la voladura en los límites del tajeo (Figura 1.19). En dichos casos, la perforación y voladura pueden efectuarse en un plano paralelo a los muros finales del tajeo o a cualquier masa de relleno expuesta. Se puede determinar valores apropiados de distancia de separación para los huecos perimétricos paralelos a un límite de tajeo dependiendo del tipo de roca y del tamaño de hueco que se esté usando (Villaescusa et al., 1994). Se puede experimentar daño de muro, dilución, y pérdida de mineral excesivos en los casos donde el tajeo requiere perforar taladros en ángulo con una exposición de relleno planeada o un límite de tajeo. Más aún, la desviación de taladros en el fondo puede crear una superficie de tajeo dispareja, 18

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles impidiendo así el escurrimiento efectivo del material quebrado a los puntos de recolección del tajeo. Además, la desviación del taladro puede causar confinamiento excesivo en el fondo del mismo, causando así una rotura más allá de los límites del yacimiento.

FIGURA 1.19 Galerías de perforación mellizas que permiten perforar en paralelo a los límites del tajeo. (Cortesía de Minas Mount Isa, Queensland, Australia.)

1.5 Alcance y Contenido de este Libro El tajeo abierto por subniveles – incluyendo variantes tales como el tajeo de bancos – es uno de los métodos de minado más ampliamente utilizados en minería subterránea. Las mejoras de tecnología durante los últimos 30 años han visto incrementos en el espaciamiento de subniveles debido a los avances en la perforación de taladros de producción más largos y precisos, así como avances en los tipos, cargas y sistemas de iniciación de explosivos. También ha habido mejoras en las chimeneas de arranque ya sea mediante explotación por cráteres invertidos, contramina a perforación de taladros largos o perforación ascendente. Los aumentos en el espaciamiento de subniveles han significado muros de tajeo más grandes que deben pararse sin colapsar. Por lo tanto, se requiere una comprensión de la caracterización de la masa rocosa para minimizar la dilución y aumentar la recuperación. Se requiere metodologías para diseñar tramos abiertos, pilares, refuerzo de roca y rellenos óptimos. Además, en el mismo período, se ha desarrollado mayor comprensión respecto al secuenciamiento de bloques de tajeo para minimizar concentraciones de esfuerzos in situ. En el futuro, es probable que el tajeo por subniveles se practique a profundidades cada vez mayores (Thomson y Villaescusa, 2011) y se necesita mejor comprensión de todas las variables requeridas para optimizar el método. Este libro se ocupará del tema en nueve capítulos como sigue: 1. 2. 3. 4. 5.

Introducción Geometría del Tajeo por Subniveles Planeamiento y Diseño Caracterización de la Masa Rocosa Diseño de Tramos y Pilares 19

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles 6. 7. 8. 9.

Perforación y Disparo Refuerzo y Sostenimiento de Roca Relleno de Mina Control de Dilución

Los temas de capítulos se presentan conforme al proceso convencional de tajeo por subniveles utilizado por la mayoría de empresas mineras, en el que se elige una geometría de tajeo por subniveles para un método de minado particular, disponibilidad de equipo y experiencia del personal. El planeamiento de la infraestructura de acceso y secuencias de extracción general toma en cuenta la información de caracterización de la masa rocosa, que primero se recoge del proceso de delineación del yacimiento. Al planeamiento detallado de cámaras y pilares le sigue el desarrollo del acceso, donde se realiza la perforación y voladura de producción. El sostenimiento del terreno se vuelve un aspecto importante para proporcionar acceso seguro al personal y equipo a un número limitado de áreas donde se realizan las actividades de tajeo abierto. Luego de la extracción, se dispone de un número de estrategias para rellenar los vacíos de tajeo resultantes, en las cuales es crítica la reconciliación del control de dilución y pérdida de mineral para lograr la más económica extracción del mineral. El libro ha sido escrito principalmente para estudiantes universitarios del cuarto año que todavía no están familiarizados con el método de minado. El libro presenta la tecnología de punta así como los resultados de la investigación aplicada en la Escuela de Minas de Australia Occidental (WASM, por sus siglas en inglés) y, por ende, el libro podría usarse para investigación de estudiantes de postgrado. Además, algunos profesionales mineros e ingenieros consultores junior pueden encontrar útil el libro.

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2 Geometría del Tajeo por Subniveles 2.1 Introducción En el tajeo por subniveles, el mineral se quiebra mediante perforación y disparo. El acceso al tajeo se logra con galerías de minado, perforación y extracción, a las que puede accederse ya sea transversal o longitudinalmente con respecto al rumbo del yacimiento. La primera etapa es crear una chimenea entre los horizontes verticales que definen el tajeo planeado. Esto se logra agrandando una chimenea apropiadamente ubicada o un pique ciego de taladro largo (LHW, por sus siglas en inglés). La chimenea de arranque se crea como un vacío de expansión en el cual se forma el resto del tajeo con la voladura secuencial de los taladros de producción. En la mayoría de los casos, los taladros de producción se perforan en anillos paralelos al buzamiento del yacimiento entre las galerías de perforación. El minado prosigue con el disparo secuencial de los anillos de producción en el vacío que avanza con el mineral quebrado que se recupera de un horizonte de extracción específico (Figura 2.1). La sección siguiente describe las geometrías de tajeo requeridas para lograr producción con el tajeo abierto por subniveles. 2.2 Geometrías de Tajeo 2.2.1 Chimenea de Corte Los tajeos abiertos por subniveles se crean mediante la voladura secuencial de anillos de producción en una chimenea de expansión inicial, llamada chimenea de corte. Esta abertura inicial se usa para crear espacio suficiente para que la porción restante del tajeo se quiebre dentro del mismo (Figura 2.2). La chimenea de corte generalmente se ubica a un lado o al centro de un tajeo ya sea transversal (cruzada) o longitudinalmente con relación al rumbo del yacimiento. Un punto importante está relacionado con el hecho de si el disparo de corte expondrá un muro crítico del tajeo, tal como una caja respaldo o masa de relleno, a una etapa muy temprana en la secuencia de disparos del tajeo. Las chimeneas de corte se disparan hacia arriba de subnivel en subnivel a fin de exponer toda la altura del tajeo. En cada nivel, las chimeneas de expansión se forman disparando secuencialmente taladros paralelos dentro de un pique ciego o un taladro de perforación ascendente. La chimenea debe ampliarse hasta la anchura completa del plano definido por los taladros de producción que posteriormente serán disparados en esta abertura inicial.

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FIGURA 2.1 Limpieza de producción a control remoto en tajeo abierto por subniveles.

FIGURA 2.2 Vista tri-dimensional de una chimenea de corte.

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Durante la voladura de la chimenea de corte normalmente se usan altos factores de explosivo a fin de asegurar la rotura y de ese modo tener una cara libre y un vacío disponible dentro del cual pueda dispararse el resto del tajeo. La elección de locación de la chimenea depende de las condiciones de la masa rocosa, acceso al tajeo, y la secuencia de extracción seleccionada. En un yacimiento con buzamiento empinado, donde el límite crítico del tajeo usualmente es una caja respaldo inclinada, se usan chimeneas orientadas transversalmente para asegurar la exposición secuencial de la caja respaldo con los anillos de producción. En yacimientos grandes y masivos, la orientación de la chimenea también es controlada por factores tales como exposiciones del relleno, régimen de esfuerzos, y el acceso preestablecido (Bloss y Morland, 1995). En general, una chimenea debe diseñarse de modo que se minimicen las fallas dentro de los anillos principales o de producción. En pilares con alto esfuerzo, una chimenea normalmente puede orientarse con el esfuerzo mayor principal para seguir de cerca los taladros de producción principales. Es probable que esto minimice el estrechamiento o dislocación del taladro debido al daño relacionado con esfuerzos. En los casos donde puede rediseñarse el acceso al tajeo, la chimenea debe ubicarse perpendicular a cualquier característica geológica de gran escala con probabilidad de fallar y dañar las geometrías del anillo principal (Figura 2.3). El daño a las masas de relleno por voladura de chimenea de corte puede minimizarse colocando un anillo de limpieza entre un corte y un límite de tajeo (Figura 2.4). La masa rocosa adyacente a una masa de relleno usualmente está preacondicionada por redistribuciones de esfuerzos y es probable que falle luego del disparo de un anillo de limpieza. A fin de minimizar las fallas de caja respaldo, las chimeneas de corte se orientan transversalmente al rumbo del yacimiento. Esto permite exponer secuencialmente el plano de la caja respaldo dentro de un rango estable predeterminado. En las extracciones de tajeo secundario, donde las chimeneas de corte pueden ubicarse paralelas (y adyacentes) a una caja respaldo de tajeo, la

FIGURA 2.3 Exposición de características geológicas débiles por una chimenea de corte. (a) Mal diseño (preliminar) y (b) diseño mejorado (real).

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FIGURA 2.4 Geometría de anillo de limpieza para minimizar daño por voladura al relleno.

chimenea de expansión expone un plano completo de caja respaldo a comienzos de la secuencia de voladura. Esto usualmente limita el tamaño de exposiciones que pueden excavarse con seguridad, ya que este muro crítico del tajeo puede fallar cuando se le somete a carga dinámica repetitiva por el resto de disparos del tajeo como se muestra conceptualmente en la Figura 2.5. Además, cuando se accede centralmente a los tajeos, el diseño de perforación requiere que los taladros toquen fondo en cualquier masa de relleno contigua, aumentando así la probabilidad de dilución. 2.2.2

Anillos de Producción

La forma de un tajeo de diseño se logra disparando secuencialmente anillos de taladros cargados en la abertura creada por la chimenea inicial de expansión o de corte. Los tajeos usualmente se rebanan de subnivel en subnivel, disparando los anillos hacia la chimenea de corte abierta. Los anillos de producción se disparan secuencialmente, intentando minimizar el socavamiento de la porción sólida interior de un tajeo. Se mantiene una cara aproximadamente recta a lo largo de toda la altura del tajeo disparando un número similar de anillos en cada subnivel. La secuencia de disparo avanza hacia arriba como se muestra en la Figura 2.6. El mantener una cara recta en retirada minimiza la creación de crestas o esquinas grandes, que pueden tener mucho esfuerzo o interceptar estructuras de gran escala, contribuyendo así al desprendimiento del tajeo. A su vez, esto puede afectar seriamente la productividad durante las operaciones posteriores de limpieza de producción. 2.2.3

Anillos de Diafragma

Los anillos de diafragma consisten en anillos perforados paralelos a una exposición de relleno. Los propósitos de un anillo de diafragma son impedir la falla del relleno en una masa de relleno cementado débil conocida, contener el relleno no cementado en tajeos contiguos, e impedir falla del relleno por exposiciones de dimensión mayor que la considerada estable. La experiencia ha demostrado que aunque partes de un diafragma contra relleno sí se desprenden, esto raramente ocasiona una excesiva dilución de relleno, pues la masa de relleno permanece comparativamente sin perturbar, en comparación a cuando la voladura ocurre junto al relleno (Figura 2.7). Un diafragma no tiene capacidad de portar carga y por ende es probable que se deforme considerablemente. Sin embargo, cuando una porción grande del diafragma permanece intacta, esto permite una limpia extracción del tajeo hasta que el diafragma es disparado o el tajeo se completa.

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FIGURA 2.5 Carga dinámica de un plano de caja respaldo totalmente expuesto.

2.2.4 Socavación Inclinada La porción inferior de un tajeo se conforma utilizando anillos de socavación inclinada (TUC, por sus siglas en inglés) a fin de facilitar la extracción del mineral fragmentado hacia y desde los puntos de recolección del tajeo. Un anillo TUC consiste en taladros ascendentes paralelos, perforados con inclinación hacia la chimenea de corte. Generalmente los fondos del anillo TUC se enclavan con los fondos de los taladros descendentes del anillo principal del subnivel de arriba (ver Figura 2.8). La perforación y voladura de los TUC usualmente se efectúa usando taladros de diámetro relativamente pequeño (70-89 mm) comparados con los taladros de producción. Utilizando dichos taladros de diámetro pequeño se logra una distribución mejorada de explosivo que probablemente minimice el daño a la masa rocosa alrededor de los puntos de recolección. Una desventaja es la

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FIGURA 2.6 Vista de una sección longitudinal que muestra dos estrategias de voladura de producción.

FIGURA 2.7 Boceto idealizado y foto mostrando un anillo de diafragma de tajeo.

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FIGURA 2.8 Secuencia de disparo de un TUC con anillos de producción en un tajeo abierto.

longitud de perforación limitada que se logra, y la incapacidad para igualar la línea de mínima resistencia de un barreno (burden) perforado para los taladros del anillo de producción inmediatamente arriba. Debido a que los anillos TUC se perforan con un burden distinto a los anillos de producción, la porción inferior de un tajeo usualmente se vuela antes de los anillos principales, lo cual puede llevar a

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Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles desprendimiento, especialmente en casos donde están presentes discontinuidades geológicas grandes o en regiones de alta redistribución de esfuerzos.

FIGURA 2.9 Geometría de punto de recolección transversal fijo en tajeo por subniveles. secundario.

2.2.5

P, tajeo primario, S, tajeo

Puntos de recolección

La limpieza de producción puede efectuarse longitudinal o transversalmente a través del rumbo de un yacimiento. La limpieza transversal requiere introducir geometrías de punto de recolección fijo y especializado que puedan ubicarse fuera del límite de un yacimiento (Figura 2.9). Los factores considerados durante el diseño de puntos de recolección incluyen el tamaño del equipo, distancia de acarreo desde las galerías de acceso, y la gradiente y orientación con respecto a un límite de tajeo. Las dimensiones del punto de recolección deben ser suficientes para corresponder con el equipo, pero mantenidas tan pequeñas como sea posible para minimizar la inestabilidad. El acceso al punto de recolección debe ser recto y restringirse a 15-20 m de una galería de acceso de tajeo a la cresta del mismo. Esto asegurará que no se requiera ventilación adicional durante la limpieza, y también que la parte trasera de la unidad de limpieza esté dentro del punto de recolección. El espaciamiento de los puntos de recolección se determina por las condiciones del terreno y la geometría del tajeo. En la mayoría de los casos, el espaciamiento mínimo utilizado es 10-15 m entre líneas de centro. 2.3 Tajeos Abiertos de Capas Múltiples Los tajeos de capas múltiples se extienden verticalmente sobre un número de intervalos de subnivel, en algunos casos superando cientos de metros en extensión vertical. El método requiere la voladura secuencial de los anillos de producción en una abertura vertical inicial formada por una chimenea de corte. La rotura del mineral se logra con anillos de taladros paralelos o en abanico, dependiendo del tipo de acceso de perforación utilizado. Los TUC se desarrollan en la base de los tajeos a fin de dirigir el mineral quebrado a los puntos de recolección para la extracción. El refuerzo con perno de cable de la caja respaldo y coronas del tajeo puede proporcionarse desde galerías de perforación convenientemente ubicadas. El número de puntos de recolección usualmente es función del tamaño del tajeo, pero en la mayoría de los casos se diseñan por lo menos dos puntos de recolección. Debido a que la ubicación del punto de recolección es fija, puede lograrse un refuerzo permanente a un costo mínimo por unidad de mineral extraído. En cada una de las otras locaciones de subnivel se requiere acceso al tajeo 28

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles para fines de perforación, voladura y relleno (Figura 2.10). Generalmente, en cada subnivel se requiere un solo acceso de crucero, disminuyendo significativamente el desarrollo en desecho. En general, los tajeos de capas múltiples minimizan el empernado con cable del techo dentro de los subniveles intermedios debido a que un techo permanente (área completa) sólo se expone en la corona real de un tajeo. La cobertura con empernado de cable en una corona de tajeo es función del grado de desarrollo dentro del subnivel superior. Además, los requerimientos de refuerzo permanente dentro de cualquier subnivel intermedio se minimizan por el hecho de que todas las exposiciones de techo dentro de las galerías de perforación se consumen con el proceso mismo de tajeo.

FIGURA 2.10 Secuencia de actividades de minado dentro de un tajeo abierto por subnivel de capas múltiples en la Mina Kanowna Belle.

El tajeo por subniveles múltiples convencional requiere la exposición secuencial de muros de tajeo altos verticales y cortos horizontales que probablemente permanezcan estables y proporcionen mineral sin diluir. No es probable que las longitudes de rumbo expuestas durante la extracción inicial del tajeo excedan los tramos de tajeo estables críticos. A medida que se agranden las excavaciones y se disparen varios anillos secuencialmente en el espacio formado por el corte y los anillos de 29

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles producción iniciales, los esfuerzos confinantes se reducen, se induce energía de tensión de exceso y se experimenta el desplazamiento de los muros del tajeo. Dependiendo de la naturaleza estructural de los muros expuestos, la roca puede tender a desplazarse siguiendo un comportamiento laminar, en el cual un grupo de capas se mueven juntas (en roca estratificada), o el movimiento puede ser aislado a bloques individuales que rotan y se deslizan parcialmente unos contra otros.

2.3.1 Yacimientos Tabulares El arreglo para tajeos por subniveles de capas múltiples en yacimientos tabulares usualmente se asocia con el empleo de taladros largos perforados desde galerías paralelas al rumbo del yacimiento. Dependiendo de la anchura del yacimiento, estas galerías de perforación pueden tener la anchura total del yacimiento o localizarse en los límites de los yacimientos. En dichos yacimientos, los límites del tajeo usualmente están bien definidos por el yacimiento mismo. Para cada tajeo pueden definirse la corona, caja respaldo, lapa, muros extremos y un punto de recolección. La estabilidad de las coronas y cajas respaldo de tajeo es usualmente el más crítico factor en el diseño del tajeo y en las secuencias de extracción relacionadas. Un diseño convencional consiste generalmente en subniveles de perforación múltiples con un solo horizonte de limpieza en el fondo del tajeo como se muestra en la Figura 2.11. Una de las ventajas de este diseño es que la perforación y voladura pueden efectuarse en un plano paralelo a los muros del tajeo final. Se usan galerías de perforación de caja respaldo y lapa para minimizar el impacto de la voladura en los límites del tajeo, disminuyendo grandemente la probabilidad de dilución debida al daño por voladura. Además, el método reduce el desarrollo del tajeo en desecho, dado que, salvo por el horizonte de limpieza, realmente se requiere un solo acceso de perforación de tajeo en cada locación de subnivel. En los casos donde el tajeo por subniveles se usa para extraer yacimientos grandes pero tabulares que tienen una caja respaldo con buzamiento moderado, la extracción puede dividirse en un número de tajeos primarios, secundarios y a veces terciarios, que pueden extraerse en una secuencia de tablero de ajedrez. A fin de optimizar la estabilidad del tajeo, los muros del tajeo se diseñan verticalmente, salvo por la caja respaldo como se muestra en la Figura 2.12. Se pueden usar galerías de perforación paralelas a la caja respaldo para proporcionar refuerzo de perno de cable, y facilitar la perforación y voladura paralelos a los planos de la caja respaldo La estabilidad de la corona del tajeo puede optimizarse con la implementación de un subnivel flotante para optimizar el refuerzo con perno de cable. El uso de geometrías convencionales de punto de recolección aumenta la productividad.

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FIGURA 2.11 Tajeo por subniveles en un yacimiento tabular con buzamiento empinado. (a) Vista de plan – horizonte de limpieza, (b) vista de planta – nivel intermedio, (c) vista de sección transversal – anillos de producción, y (d) vista de sección larga.

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2.3.2 Yacimientos Masivos El tajeo abierto en yacimientos masivos grandes consiste en una secuencia de minado que requiere varias etapas de tajeo juntamente con la aplicación de métodos de relleno retardado para permitir la recuperación de pilares. Usualmente, se diseña un número de tajeos entre los límites del yacimiento. En dichos casos, el tajeo comprende un número de etapas que incluye tajeos primarios, secundarios y terciarios que generalmente se extraen usando una secuencia de tablero de ajedrez. El número de exposiciones del relleno varía de ninguna (en un tajeo primario) hasta 3 exposiciones en las últimas etapas de tajeo (Grant y DeKruijff, 2000).

FIGURA 2.12 Diseño de tajeo para un yacimiento tabular grande.

Pueden diseñarse dimensiones verticales grandes con la altura de los tajeos usualmente limitada por el espesor del yacimiento o por la estabilidad de cualquier masa de relleno expuesta requerida para la extracción de tajeo secundario y terciario. Las dimensiones del tajeo en vista de planta usualmente son limitadas por la inestabilidad de la corona del tajeo. El mineral quebrado se extrae en la parte del fondo del tajeo (Figura 2.13). 32

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En los casos donde las condiciones del terreno son favorables, las dimensiones del tajeo pueden ser muy grandes en planta, lográndose la extracción total de la altura del yacimiento en un solo tajeo (Bloss, 1996). La perforación y voladura se realizan desde una serie de locaciones de subnivel con separaciones que varían de 40 a 60 m. Los taladros se perforan principalmente hacia abajo, con algunos taladros cortos ascendentes perforados dentro de los TUC y a veces en la corona del tajeo cuando no se dispone de acceso en la parte superior. Luego de la extracción de pilares (tajeos secundario y terciario), se crea un número de exposiciones del relleno dependiendo de la ubicación del tajeo en la secuencia de minado. Temprano en la vida de un yacimiento masivo, los tajeos primarios usualmente representan una parte importante de la producción. A medida que aumenta la extracción del yacimiento, el paso a minado de pilares como método primario de extracción se vuelve evidente. En dichos casos, la

FIGURA 2.13 Tajeo de capas múltiples en un yacimiento masivo. (a) Vista de planta y (b) vista tri-dimensional.

estabilidad de las exposiciones del relleno es de importancia principal para lograr las cifras de producción de objetivo (Bloss y Morland, 1995). En los casos donde el límite superior del yacimiento no coincide con la ubicación predeterminada del intervalo de subnivel superior, puede requerirse perforar en la corona del yacimiento o a través de la misma. Si la parte superior del yacimiento está por arriba de la más alta locación de intervalo de subnivel, pueden perforarse taladros ascendentes en la corona del tajeo para definir una forma de tajeo diseñada. En los casos donde el más alto subnivel está situado por arriba del límite del yacimiento, se pueden perforar taladros descendentes por la corona del yacimiento, volando la parte más baja de los taladros para definir una forma de tajeo. En ambos casos, la corona del tajeo permanece sin sostenimiento, y una alternativa preferida es desarrollar un subnivel “flotante” por la parte superior de los tajeos para facilitar el refuerzo de perno de cable profundo y la perforación de taladros paralelos a la corona diseñada del tajeo (Figura 2.14). 33

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2.4 Tajeo de una Sola Capa El diseño de una sola capa es el más básico arreglo para la extracción por tajeo abierto de subniveles. La forma y tamaño del tajeo son limitadas por dos subniveles: el horizonte de extracción o socavamiento, y el horizonte de perforación o de corte superior.

FIGURA 2.14 Estrategias de perforación y disparo para una corona de tajeo.

El acceso a los tajeos es mediante cruceros que salen de una galería de acceso permanente paralela al yacimiento. En efecto, este método requiere un sistema “móvil” de punto de recolección a medida que la extracción del tajeo avanza hacia arriba. Luego del relleno de un vacío de tajeo, un horizonte de perforación previo pasa a ser el nivel de extracción siguiente (Figura 2.15).

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FIGURA 2.15 Vista tri-dimensional de un tajeo por subniveles de una sola capa.

FIGURA 2.16 Vista de sección longitudinal de la Zona B de Mina Williams.

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Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles A fin de optimizar la productividad de la limpieza, pueden requerirse hasta dos cruceros de acceso por tajeo en cada intervalo de subnivel. Esto realmente aumenta el desarrollo de acceso total en la proporción de desecho a tajeo real. El método exige muy buen control de la estabilidad del techo y cresta del tajeo, especialmente en un ambiente con altos esfuerzos. La redistribución de esfuerzos debido a la secuencia misma de tajeo puede crear fallas de techo significativas, especialmente si hay presencia de discontinuidades con buzamiento somero dentro de una masa rocosa. La Figura 2.16 muestra una configuración de extracción típica usando tajeos de una sola capa en la Mina Williams de Canadá, donde se han reportado ocurrencias de caída de rocas mayores dentro del pilar en el fondo del escalón por Bawden et al., (2000). Las caídas de roca demoraron el minado de aproximadamente 1 millón de toneladas conteniendo 300,000 onzas, afectando seriamente la producción de la mina. Es probable que en alguna parte dentro de la secuencia de tajeo se formen extensos techos y pilares así como crestas con altos esfuerzos, y se requiera cobertura de empernado de cable completa para minimizar las fallas potenciales en cada locación de subnivel. La cobertura de empernado de cable completa requiere desescombrar el acceso del yacimiento en toda la anchura del tajeo, minimizando así los tamaños de tajeo que pueden desarrollarse con seguridad. En consecuencia, los tajeos de una sola capa tienden a ser aberturas relativamente pequeñas comparados con los tajeos de múltiples capas.

FIGURA 2.17 Secuencia de tajeo ideal para tajeos simples en una secuencia de extracción 1-4-7.

El desarrollo primario requiere la extensión del crucero de acceso del tajeo hasta una ubicación de caja respaldo propuesta, donde tanto los subniveles de perforación como de extracción se desestriban totalmente para permitir la instalación del refuerzo de empernado de cable. Además, la perforación de taladros paralelos se facilita también con geometrías de socavamiento y corte superior completos del tajeo. La perforación de taladros paralelos es la forma preferida en el tajeo de retiro vertical, que está relacionado con el tajeo de una sola capa. El método requiere una cantidad significativa de limpieza remota debido a la naturaleza de fondo plano de las geometrías de tajeo de una sola capa, aumentado de ese modo el costo total de minado en comparación con una geometría de punto de recolección de TUC convencional. 36

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles En yacimientos amplios, puede diseñarse un número de tajeos a través del rumbo en un área dada, y en todos los casos, los tajeos primarios adyacentes se extraen hasta un nivel por arriba del de un tajeo secundario. Este tipo de secuencia crea lo que se denomina un pilar pendiente. Un pilar pendiente es una pieza de terreno sólido que tiene muchos grados de libertad de movimiento, ya que la mayoría de tajeos a su alrededor han sido extraídos (Figura 2.17). En tales geometrías de tajeo puede experimentarse grandes fallas de pilares (Milne y Gendron, 1990). 2.4.1 Tajeo por Retirada de Cráteres Verticales Convencional La retirada de cráteres verticales (RCV) es un método de tajeo de una sola capa donde la forma del tajeo se define por un horizonte inferior (socavamiento) y superior (corte superior) (Trotter, 1991). Se perforan taladros de gran diámetro a fin de minimizar la desviación y los taladros se cargan desde el corte superior y se disparan mediante rebanadas horizontales de mineral que avanzan del nivel de fondo al nivel superior (Figura 2.18). La separación entre la socavación y el corte superior es función de la estabilidad de muro de tajeo, la naturaleza del yacimiento y la precisión de la perforación.

FIGURA 2.18 Minado por RCV dentro de un tajeo de una sola capa.

Luego de la voladura, sólo se limpia una cantidad ligera de mineral quebrado, de modo que se dispone de espacio suficiente para rotura con un disparo posterior. Esto mantiene al tajeo lleno de roca quebrada, proporcionando así sostenimiento pasivo a los muros expuestos del tajeo hasta 37

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles completar la voladura del corte superior del tajeo. Una vez completada la voladura y limpiado todo el mineral dentro del tajeo, se cierran los accesos de socavación y se rellena el tajeo. A medida que el minado avanza hacia arriba, el corte superior del tajeo se convierte en el siguiente horizonte de limpieza en la secuencia. El método tiene un número de ventajas percibidas incluyendo el requerimiento de pocos taladros de gran diámetro, probablemente para reducir la perforación total en el tajeo. Los taladros grandes permiten el uso de un mayor intervalo de subnivel, reduciendo así el costo total de desarrollo del subnivel. Se elimina el costo de hacer una chimenea y rebanar para crear un arranque, y todas las operaciones de perforación y carguío se efectúan desde el corte superior, aumentando de ese modo la seguridad. La desventaja de este método es el potencial de daño de voladura por los cráteres en los límites del tajeo (Platford et al., 1989). No pueden usarse taladros de diámetro pequeño debido al cierre del taladro causado por el movimiento del terreno luego de los disparos individuales del tajeo (Hills y Gearing, 1993). Además, este método puede ser susceptible a mala fragmentación (desprendimiento) de las áreas sin sostenimiento definidas por la voladura, especialmente si se forma un techo disparejo y posteriormente se redistribuyen esfuerzos altos hacia arriba. El daño por voladura de cráteres es aún más perjudicial cuando hay presencia de discontinuidades geológicas de buzamiento somero dentro de una masa rocosa. 2.4.2 Tajeo por Retirada Vertical Modificada Un método de retirada vertical modificado usa un pique ciego o chimenea perforada contracielo, que se ubica cerca del medio del tajeo, dentro del cual se dispara secuencialmente un patrón radiante de taladros en capas horizontales. La chimenea se usa para superar la cara libre limitada disponible en un tajeo por retirada vertical convencional. A fin de facilitar la voladura inicial, el método requiere un espaciamiento estrecho de los taladros cerca de la chimenea (Figura 2.19). Se disparan todos los taladros de una capa horizontal, y existe la posibilidad de daño de collar cuando los taladros interiores cerca de la chimenea no funcionan. Además, puede que continuamente se experimente daño de taladros (cierre, que requiere reperforación) dentro de la última capa en el tajeo con este método (Hills y Gearing, 1993). Por otro lado, se considera que el método es relativamente seguro porque no se efectúa ninguna abertura vertical dentro del tajeo hasta el último disparo.

FIGURA 2.19 Arreglo de voladura típico para un tajeo por retirada vertical modificada en la Mina Porgera.

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Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles 2.5 Yacimientos Tabulares de Buzamiento Somero Los yacimientos tabulares en los cuales el ángulo de buzamiento no permite que el flujo del mineral quebrado utilice la gravedad, pueden extraerse usando un tipo de tajeo por subniveles llamado tajeo por panel de retirada de taladro ascendente (Kaesehagen y Boffey, 1998). Típicamente, un yacimiento puede dividirse en paneles que corren paralelos al rumbo del yacimiento y buzamiento bajo definido como se muestra en la Figura 2.20. Los tajeos se extraen desarrollando un pique de extracción de lapa desde el cual pueden realizarse las operaciones de perforación, voladura y limpieza. Se accede a los tajeos desde un pique de lapa, con un arranque establecido en el extremo lejano de los paneles, y los tajeos se disparan progresivamente en retirada de regreso al extremo de acceso de un panel (Figura 2.21). Se proporciona refuerzo de perno de cable desde los piques de caja respaldo situados dentro de los tajeos primarios. Además, pueden dejarse pilares permanentes dentro de los tajeos secundarios para proporcionar sostenimiento adicional de caja respaldo. Los yacimientos planos pueden extraerse también con tajeos individuales conjuntamente con piques de empernado de cable y operaciones de relleno de mina. Los tajeos se extraen desarrollando un horizonte de TUC en desecho para permitir el flujo del mineral a los puntos de

FIGURA 2.20 Arreglo típico de tajeo por paneles. P, tajeo primario; S, tajeo secundario.

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FIGURA 2.21 Un tajeo por paneles de taladro ascendente sin sostenimiento luego de la extracción.

recolección del tajeo. Se realiza la perforación de taladros descendentes desde una serie de piques de caja respaldo, desde los cuales también se proporciona el refuerzo de perno de cable (Figura 2.22). Este método da como resultado un tiempo previo considerable de preparación del tajeo así como costos adicionales, ya que se desarrolla material no económico. La extracción total del tajeo se retira buzamiento arriba y hacia el extremo de acceso de los piques de perforación. La experiencia indica que sólo la mitad de la caja techo de un tajeo previamente extraído puede llenarse efectivamente (buzamiento abajo). La metodología consiste en extraer tajeos que tengan piques de perforación simples o dobles, dependiendo de su ubicación con respecto al estribo del yacimiento y en relación del uno al otro en la secuencia de extracción. Alternar los piques de perforación simples y dobles es probable que optimice el refuerzo de la caja respaldo a medida que la extracción avance buzamiento arriba.

2.6 Tajeo por Bancos El tajeo por bancos se usa para extraer vetas, lentes, filones relativamente angostos y con buzamiento empinado o cualquier depósito estratiforme que se extiende en dos dimensiones (a lo largo del rumbo y buzamiento abajo). El método involucra el minado inicial tanto de una galería de perforación como de extracción en toda la longitud y anchura del yacimiento (Figura 2.23). Se crea

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FIGURA 2.22 Secuencia total de extracción y sección transversal mostrando el refuerzo de perno de cable.

un arranque agrandando una chimenea de corte (o pique ciego) situado cerca de la lapa del yacimiento. El arranque creado se usa como un vacío de expansión en cuyo interior se forma el resto del tajeo por bancos mediante la voladura secuencial de taladros de producción. En la mayoría de los casos, los taladros de producción se perforan en anillos paralelos al buzamiento del yacimiento entre las dos galerías (Figura 2.24). El tajeo se realiza mediante el disparo secuencial de anillos de taladros descendentes (o ascendentes) en el vacío que avanza, y después se limpia el mineral remotamente a lo largo del yacimiento desde el horizonte de extracción (Figura 2.25). La probabilidad de dilución de mineral aumenta si se deja el mineral dentro del piso del tajeo por largos períodos de tiempo y las fallas de muro pueden causar pérdida de mineral o daño de unidades de limpieza. El éxito del tajeo por bancos reside en la estabilidad de los tramos expuestos sin sostenimiento, la capacidad para proporcionar sostenimiento con empernado de cable y relleno, el estrecho control de la perforación y disparo, así como la aplicación de tecnología de limpieza remota (Villaescusa et al., 1994). Las geometrías de tajeo por bancos descendentes están conectadas a las secuencias generales de extracción buzamiento arriba conjuntamente con el relleno. Los tajeos por bancos ascendentes a menudo se extraen sin el empleo de relleno, y retroceden de arriba para abajo junto con pilares permanentes no recuperables. En la mayoría de operaciones mineras, las alturas de banco se fijan durante las etapas iniciales del desarrollo de mina, y la estrategia de extracción es la única variable que puede usarse para optimizar la economía del tajeo por bancos. En los bancos descendentes, a la extracción le sigue el llenado de los vacíos con desecho, relleno de arena hidráulico, o agregado hasta el piso de la galería de perforación, que se convierte en la nueva galería de extracción en la capa siguiente buzamiento arriba. Se ha considerado un número de estrategias para el banqueo descendente

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FIGURA 2.23 Detalles de la extracción por tajeo de bancos. (a) Vista longitudinal y (b) Vista 3D.

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FIGURA 2.24 Vista de sección transversal típica y resultados de tajeo de bancos descendentes excepcional.

FIGURA 2.25 Limpieza remota longitudinal de mineral quebrado en tajeo de bancos.

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FIGURA 2.26 Extracción longitudinal de mineral junto con sostenimiento de relleno.

(Villaescusa y Kuganathan, 1998). Las más comunes involucran el uso de una masa de relleno seco continua (roca de desecho que tenga un ángulo de escalón entre 38º y 42º) que siga una cresta de tajeo de bancos que avanza a una distancia fija (sin exceder una longitud de rumbo sin sostenimiento) a lo largo de toda la longitud del banco (Figura 2.26). También puede extraerse bancos usando relleno hidráulico, con los tajeos extendidos hasta una longitud máxima de rumbo estable sin sostenimiento, seguido de relleno junto con cerramiento de ladrillos. Después del relleno viene la recuperación de pilares y se repite el proceso a lo largo de toda la longitud del banco (Figura 2.27). Aunque esta estrategia se relaciona principalmente con el relleno hidráulico, el empleo de relleno cementado aseguraría que se experimente una dilución mínima de relleno luego de la recuperación de pilares. El relleno cementado sólo puede justificarse durante la extracción de yacimientos de muy alta ley. Aplicaciones recientes de relleno en pasta cementado están reemplazando el uso del relleno hidráulico, minimizando así la necesidad de cerramientos de ladrillo. Otra estrategia es dejar pilares permanentes (planeados) entre tramos independientes (sin rellenar) de cajas respaldo a lo largo de toda la longitud del banco. El relleno se realiza al terminar el banco usando ya sea relleno seco o hidráulico (Figura 2.28). En esta estrategia, es crítico establecer las distancias óptimas entre pilares a fin de minimizar el número de pilares requeridos, especialmente en yacimientos de alta ley. Las dimensiones de pilar son función de las condiciones del terreno, los niveles de esfuerzo esperados, y la extracción óptima de los piques ciegos adyacentes, En masas rocosas débiles, la estabilidad de los tramos sin rellenar puede ser afectada por la voladura en tramos contiguos a lo largo del rumbo del yacimiento, pues los tramos individuales pueden mostrar comportamiento dependiente del tiempo con deformación. La Figura 2.29 muestra una estrategia

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FIGURA 2.27 Relleno hidráulico y recuperación de pilar.

FIGURA 2.28 Pilares permanentes no recuperables conjuntamente con relleno.

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FIGURA 2.29 Tramos sin sostenimiento y pilares permanentes en tajeo de bancos con buzamiento somero.

de extracción de bancos de arriba para abajo basada en una combinación de tramos sin sostenimiento y pilares permanentes. Los tajeos de banco también pueden extraerse utilizando una técnica de relleno continuo y ajustado llamada Avoca. Inicialmente, el tajeo de banco se extrae hasta una longitud estable máxima, seguido por relleno ajustado hasta la cresta. Cualquier voladura posterior se hace después sin cara libre como se muestra en la Figura 2.30. El éxito de este método está en función

FIGURA 2.30 Método Avoca de extracción de banco completo.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles de la estabilidad del relleno después de la voladura. Esto se controla con la anchura y altura del yacimiento y la humedad y granulometría del material de relleno utilizado. No se ha considerado la opción de extraer un banco más allá de sus límites estables y luego dejar un pilar (no planeado) para detener una falla de caja respaldo porque no representa buen diseño o práctica operativa. La opción de extracción mostrada en la Figura 2.27 se relaciona con la extracción del banco usando pilares que han sido diseñados en etapas muy tempranas, y se asume que los tramos entre pilares son estables e independientes (desde el punto de vista deformativo) entre sí. Los bancos de taladro ascendente a menudo se relacionan con secuencias de extracción de arriba hacia abajo donde los yacimientos se dividen en bloques separados por pilares de corona horizontales. Los bancos individuales de taladro ascendente se definen dentro de un bloque, y retroceden hasta un crucero central o de acceso de extremo. Las alturas típicas de perforación de taladro ascendente varían entre 15 y 25 m, y los anillos individuales se inclinan hacia adelante (70º) para promover una cresta segura para las cuadrillas de carga de taladros de voladura. El diseño de anillos de volcado delantero reduce también el lanzamiento de limpieza, lo que a su vez minimiza la limpieza remota. El refuerzo de la caja respaldo se proporciona desde las galerías de perforación. Además, en masas rocosas de buena calidad, se puede introducir el relleno luego de la extracción de un bloque de tajeo entero (Figura 2.31).

FIGURA 2.31 Esquema de secuencias de extracción de bancos ascendentes, Mina Osborne.

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5 Diseño de Tramos y Pilares 5.1 Antecedentes El desarrollo de métodos de minado por tajeo abierto de subniveles ha mejorado la mecanización y aumentado la productividad de las operaciones de minado masivo subterráneo. A su vez esto ha conducido a optimizar el tamaño y forma de los tajeos abiertos a fin de maximizar la producción. Muchas operaciones de minado masivo se vieron plagadas por la dilución inaceptable de desecho, y los enfoques tradicionales de ensayo y error se volvieron económicamente inaceptables. Además, las metodologías de diseño inaceptables con frecuencia daban como resultado fallas de los tajeos secundarios con las consecuentes demoras de producción, incremento de costos y, en algunos casos, pérdida de reservas de mineral. En este capítulo, se discutirán metodologías modernas de diseño de pilares y tajeos. El minado prosigue con el disparo secuencial de los anillos de producción en el vacío que avanza con el mineral quebrado que se recupera de un horizonte de extracción específico (Figura 2.1). La sección siguiente describe las geometrías de tajeo requeridas para lograr producción con el tajeo abierto por subniveles.

5.2 Determinación Empírica de Tramos Usando Métodos de Clasificación de la Masa Rocosa Las masas rocosas representan medios extremadamente complejos en los que se diseñan y construyen estructuras de ingeniería. Durante las etapas iniciales del diseño de un proyecto, tales como las etapas de determinación del alcance y pre-factibilidad, cuando se dispone de poca información detallada sobre una masa rocosa y sus características de esfuerzos e hidrológicas, el empleo de un esquema de clasificación de masa rocosa puede ser beneficioso. En su forma más simple, esto puede involucrar el empleo de un esquema de clasificación tal como una lista de verificación para asegurar que se haya considerado alguna información geológica. En el otro extremo, pueden emplearse uno o más esquemas de clasificación para construir un cuadro de la composición y características de una masa rocosa para proveer estimados iniciales de tramos permisibles y requerimientos de sostenimiento, y para proveer estimados de su resistencia y respuestas de deformación al proceso de excavación. La clasificación y su aplicación al sostenimiento subterráneo se funda principalmente en la construcción de túneles de ingeniería civil (por ejemplo: designación de calidad de roca (RQD, por sus siglas en inglés) – Deere et al., 1967; clasificación de masas rocosas (RMR) – Beniawski, 1989; índice de calidad de túnel (Q) – Barton et al., 1974). Debido a la profundidad relativamente modesta (0-500 m) de muchos de estos casos de estudio y a los factores de seguridad relativamente altos exigidos en obras civiles, las recomendaciones de diseño de estos sistemas de clasificación pueden ser de difícil aplicación en un contexto de tajeo abierto. Sin embargo, pueden proporcionar un primer estimado o estimado conservador de tramos permisibles y requerimientos de sostenimiento. Laubscher y Taylor (1976) y Laubscher (1993) modificaron el RMR para empleo en el diseño de minas por hundimiento de bloques. Las operaciones de hundimiento de bloques están fuera del alcance del presente libro, y por ello no volverá a discutirse el método de Laubscher. Mathews et al., (1980) y Potvin (1988) modificaron el sistema Q y lo aplicaron al diseño de tajeos abiertos. Su metodología se ha modificado ligeramente y se presenta en este capítulo. Un problema con las clasificaciones de masa rocosa es que, además de ser conservadoras, es probable que omitan un parámetro clave, por ejemplo, la terminación de grietas (ver Capítulo 4). Además, realmente no consideran la ruta de esfuerzos y ésta es una diferencia importante con respecto a la ingeniería civil, donde existe menos interacción entre excavaciones en comparación con las secuencias de extracción complejas utilizadas en la industria minera.

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5.2.1

Determinación de Tramos Usando el Sistema RMR de Bienawski

El sistema de clasificación de masas rocosas (RMR) fue desarrollado originalmente por Bienawski (1973). En el transcurso de los años, ha sido refinado sucesivamente, a medida que más casos de estudio han sido añadidos a su base de datos. El lector debe tener presente que, con el tiempo, Bienawski ha efectuado varios cambios a las clasificaciones asignadas a los distintos parámetros (Bienawski, 1976, 1989). La Figura 5.1 presenta una modificación adicional al gráfico de tramo versus tiempo de resistencia de Bienawski. Se han hecho cambios para considerar los tramos abiertos muy grandes y estables que se están logrando en skarns masivos silicificados con esfuerzo de confinamiento mediano (Figura 5.2). Esto se debe en parte a la silicificación de los yacimientos y rocas encajonantes, las profundidades relativamente someras que se están minando y también a la condición favorable de las discontinuidades geológicas con respecto a los tramos expuestos. El concepto de tiempo de autosostenibilidad fue concebido originalmente por Lauffer (1958, 1960) para indicar el período de tiempo dentro del cual una excavación permanecerá operable y después del cual se experimentaría inestabilidad y cavitación considerables Un tramo de tajeo se define como la dimensión mínima de un muro de tajeo abierto. Hutchinson y Diederichs (1996) han presentado el tramo máximo estable sin sostenimiento como una función del valor de RMR de Bienawski (1989) (RMR89) como se muestra en la Figura 5.3. En ausencia de discontinuidades geológicas de gran escala, o esfuerzo inducido muy alto, puede analizarse una abertura de mina temporal tal como una galería de perforación de 10 m de ancho en tajeo de banco descendente. Si el tiempo de autosostenibilidad requerido es típicamente menor de 5 años, entonces puede verse que para una masa rocosa que tiene un RMR89 mayor de 80, puede que la galería de perforación no requiera refuerzo sistemático de perno de cable, con excepción de los pernos y mallas para seguridad del personal.

FIGURA 5.1 Límites de túneles sin sostenimiento.

Los datos de RMR89 mostrados en la Figura 5.4 indican que pocos tramos sin sostenimiento son estables cuando su dimensión pasa de 20 m. Esto se debe a la mayoría de datos que se están recolectando en operaciones de corte y relleno (Palkanis, 2002), donde se requiere acceso completo de operador y los tramos potencialmente inestables no pueden estabilizarse eficazmente aun con la

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles implementación de empernado de cable. Sin embargo, en la experiencia reciente de tajeo abierto en minas de roca extremadamente dura, donde el yacimiento y las rocas encajonantes han sido alteradas por una fuerte silicificación, pueden lograrse tramos seguros estables sin sostenimiento que varían de 20 a 40 m. Los datos de tajeo abierto (tramos que exceden 20 m) en la Figura 5.4 muestran círculos que representan tramos estables (profundidades de falla menores de 2 m), símbolos cuadrados que representan tramos tradicionales (profundidades de falla que varían de 2 a 4 m) y triángulos que representan tramos inestables (profundidades de falla que

FIGURA 5.2 Tramo muy grande y estable que excede 25 m, mina Sabinas, México.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles FIGURA 5.3 Representación alternativa de pautas de tiempo de autosostenibilidad de RMR89.

FIGURA 5.4 Diseño de tramos usando el método RMR89.

exceden 4 m). Los datos pueden usarse también como pauta de diseño contra el colapso inmediato, grandes inestabilidades, o como indicación de donde puede requerirse el empernado de cable. Un punto a notar cuando se usa el método RMR89 para el diseño de tramos es que también deben considerarse los efectos de la ruta de esfuerzo así como el efecto localizado de estructuras de gran escala que probablemente formen cuñas. Por lo tanto, para el acceso seguro, siempre se recomienda sostenimiento del terreno para la infraestructura de acceso al tajeo por subniveles, aún en masas rocosas muy duras. Las minas modernas de tajeo abierto por subniveles utilizan sistemas de monitoreo de cavidad (CMS, por sus siglas en inglés) para recolectar datos continuamente y desarrollar bases de datos que abarquen la geometría final de los vacíos del tajeo. El desempeño del tajeo se determina por la profundidad de falla, la que se define como la distancia de una superficie de diseño a un muro resultante luego de la extracción completa del tajeo (Villaescusa, 2004). Además, las bases de datos de clasificación de masas rocosas de taladros de perforación (Cepuritis, 2004; Dempers et al., 2010) pueden usarse para establecer contornos de valores de RMR89 para cada muro de tajeo (Figura 5.5). Los datos de clasificación de masa rocosa unidos a las profundidades de falla del CMS y la geometría de tajeo de diseño pueden utilizarse para establecer relaciones similares a las mostradas en las Figura 5.6. Los límites propuestos para las regiones estables (profundidad de falla < 2 m), transicionales (profundidad de falla 2-4 m), inestables (profundidad de falla 4-6 m), y colapsadas (profundidad de falla >6 m) para tramos de tajeo que exceden 20 m usualmente se basan en la economía de minas locales.

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FIGURA 5.5 Modelo de cuadrícula de contornos de valores de RMR89 para caja respaldo.

FIGURA 5.6 Profundidades de falla para un número de tramos de tajeo y valores RMR89 variantes.

Los datos mostrados en la Figura 5.6 son para diseños de tajeos en masas rocosas silicificadas muy duras, extraídas por tajeo abierto convencional por subniveles. Los datos de tajeo mostrados anteriormente se refieren a esfuerzo confinante mediano en yacimientos epitermales mineros que tienen profundidades menores de 500 m. Una limitación es que los esfuerzos inducidos no pueden considerarse de inmediato cuando se calcula los valores de RMR89. Por tanto, un diseñador que

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles intente implementar una estrategia similar necesitaría asegurar que la inestabilidad impulsada por esfuerzo no es un modo de falla prominente antes de implementar un enfoque similar al descrito aquí. 5.2.2

Determinación de Tramos Usando el Sistema de Índice de Calidad de Túnel (Q)

Barton et al. (1974) describieron la aplicación del sistema Q para la clasificación de masas rocosas a fin de determinar los límites sin sostenimiento de varios tipos de excavaciones. En la calibración original del método se usaron unos 200 casos de estudio. Durante los 18 años siguientes, se efectuaron exitosamente más de 2000 nuevos túneles empíricos y diseños de cavernas grandes (Barton et al., 1992). La Figura 5.7 muestra el gráfico actualizado para recomendaciones de sostenimiento del terreno. Las líneas sólidas marcan los límites de la aplicación práctica de sostenimiento, con la línea inferior demarcando el límite de estabilidad para excavaciones sin sostenimiento de un tramo equivalente dado, ES = Tramo/ESR, donde los valores de tasa de sostenimiento de excavación (ESR, por sus siglas en inglés) se dan en la Tabla 5.1. El ESR es un factor usado por Barton para incorporar grados variables de inestabilidad basados en la vida de servicio y uso de la excavación. El tramo real de la excavación se divide entre el valor de ESR para obtener el tramo equivalente para uso en las Figuras 5.7 y 5.8. Hutchinson y Diederichs (1996) anotan que el número de historias de casos mineros que lleva a la recomendación de ESR = 3-5 para aberturas de mina temporales es extremadamente limitado y por ello recomiendan utilizar un ESR máximo de 3 para estas aberturas, salvo que la experiencia local justifique el empleo de valores más altos. Ciertas excavaciones mineras son más críticas que otras, tanto desde el punto de vista operativo como del de la seguridad. La Figura 5.8 (tomada de Hutchinson y Diederichs, 1996) proporciona pautas para límites sin sostenimiento en orden de confiabilidad decreciente, relacionándolos con los valores originales de ESR de Barton. La Figura 5.8 está trazada contra el tramo de excavación real. Sin embargo, el uso directo de Q para el diseño de tramos abiertos no está bien documentado dentro de la industria minera.

5.3 Método del Gráfico de Estabilidad El tajeo abierto por subniveles se ha convertido en uno de los métodos de minado subterráneo más comunes en el mundo debido mayormente a su seguridad y eficiencia. El dimensionamiento de los intervalos de subnivel, tramos de rumbo, pilares, y su ubicación es muy importante para el éxito del

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FIGURA 5.7 Recomendaciones actualizadas de sostenimiento del terreno

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles TABLA 5.1 Tasa de Sostenimiento de Excavación Tipo de Excavación Aberturas de mina temporales Aberturas de mina permanentes: túneles de agua de baja presión; túneles piloto; galerías y piques para aberturas grandes Cavernas de almacenamiento; plantas de tratamiento de agua; túneles menores de ferrocarril y carretera; cámaras de compensación; túneles de acceso, etc. Estaciones de fuerza; túneles mayores de ferrocarril y carretera; cámaras de defensa civil; portales; intersecciones Estaciones de fuerza nuclear subterráneas; estaciones de ferrocarril; instalaciones deportivas y públicas; fábricas

Número de Casos 2

ESR (Aprox.) 3-5

83

1.6

25

1.3

79

1

2

0.8

FIGURA 5.8 Sistema Q; límites sin sostenimiento para aberturas de mina subterráneas.

método. Mathews et al. (1980) desarrolló en Canadá un método empírico de evaluación de la estabilidad de tramos de longitud de rumbo. El método fue más desarrollado y aplicado por Potvin (1988), Bawden et al. (1988, 1989), Nickson (1992), y Mawdesley et al. (2001), entre otros. La intención original era proporcionar una herramienta práctica de diseño para los operadores de mina canadienses. Se fijaron los siguientes cinco objetivos para el desarrollo del modelo (Bawden, 1993): 1. El modelo deberá ser capaz de predecir la estabilidad general de un tajeo en términos de problemas operativos. En vez de enfocarse en cálculos exactos y la identificación de cada caída de bloque potencial simple, el modelo deberá concentrarse en definir las dimensiones de tajeo conservadoras, dimensiones de tajeo menos conservadoras, y dimensiones de tajeo críticas por arriba de las cuales el tajeo abierto se vuelve impráctico. 2. El modelo debe ser confiable y por ende sensible a todos los parámetros geotécnicos claves que afectan el diseño de tajeos subterráneos. También es importante que considere directa o indirectamente las diferentes condiciones asociadas con el minado de tajeo abierto tales

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles como geometría del tajeo, secuencia de minado, voladura, y sostenimiento con relleno o pernos de cable. 3. El modelo debe ser fácil de usar por ingenieros mineros o geológicos en el sitio. Los parámetros de entrada deben basarse principalmente en métodos observacionales antes que en pruebas costosas, estudios prolongados, y equipo sofisticado. 4. El modelo deberá ser utilizable en cualquier etapa del minado (es decir, en el estudio de factibilidad y para planeamiento de corto y largo plazo). Aunque la exactitud de cualquier modelo es mayormente función de la calidad de los parámetros de entrada, los cuales se comprenden mejor a medida que avanza el minado, el modelo deberá ser capaz de proveer al menos respuestas aproximadas en la etapa del estudio de factibilidad. 5. El modelo deberá ser representativo del comportamiento de la masa rocosa y ser capaz de identificar los modos de falla subterráneos. Esto dará una mejor comprensión de las condiciones del terreno y ayudará a seleccionar soluciones de remediación adecuadas a los problemas de control del terreno. 5.3.1 Determinación Actualizada de Parámetros del Gráfico de Estabilidad El método del gráfico de estabilidad es en efecto una modificación del método Q de clasificación de masa rocosa. El método se basa en la relación de un número de estabilidad (N’) con un radio hidráulico de muro de tajeo mediante un número de curvas, cada una mostrando diversos niveles de estabilidad. Para cada muro de tajeo, el número de estabilidad se define como sigue: N’ = Q’ ABC

(5.1)

donde: A es un factor de esfuerzo B es un factor de orientación de defecto de roca C es un factor de orientación de superficie de diseño (Potvin, 1988) Q’ se define siguiendo a Barton et al. (1974) como Q’ = RQD Jr Jn Ja

(5.2)

Donde RQD, Jn, Jr, y Ja se definen conforme a la Tabla 4.4 y las diferentes pautas de clasificación descritas en la Sección 4.3.3. Además, las Figuras 4.40 a 4.43 ilustran la variabilidad típica en los parámetros individuales requeridos para determinar Q’. Siguiendo un procedimiento similar al descrito en la Sección 4.5.5, el valor y variabilidad de Q’ puede evaluarse como se muestra en la Figura 5.9. Los parámetros A, B y C se definen individualmente como en las subsecciones siguientes. 5.3.1.1 Factor A El factor A de esfuerzo de roca se diseñó inicialmente para reemplazar al factor de reducción de esfuerzo (SRF, por sus siglas en inglés) en el sistema Q original (Barton et al., 1974), (Mathews et al., 1980). Similarmente al SRF, se le definió como la relación de la resistencia de compresión uniaxial (UCS, por sus siglas en inglés) de la roca intacta con el esfuerzo compresivo inducido paralelo a la superficie del tajeo en consideración. Sin embargo, el factor A tal como lo propuso

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FIGURA 5.9 Modelo de cuadrícula de contorno del número Q’ de estabilidad de caja respaldo.

FIGURA 5.10 Factor de reducción de esfuerzo.

Mathews et al. (1980) no considera específicamente la pérdida de confinamiento, como lo hace el SRF (Figura 5.10). La relajación del esfuerzo puede tener un gran efecto en masas rocosas fracturadas ya que provee libertad de movimiento para bloques individuales. Esto lo toma en cuenta el SRF dentro de la zona de esfuerzo confinante bajo. Además, el factor SRF original toma en cuenta la estabilidad mejorada mientras se mina en condiciones de esfuerzo confinante mediano. La experiencia ha demostrado que aún una cantidad modesta de presión confinante es probable que aumente la resistencia última alrededor de los muros del tajeo.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Los datos de muchos años de modelado numérico y observaciones de tajeo abierto en las Minas Mount Isa (Villaescusa, 1996), así como los datos relativos del SRF, se utilizaron para revisar el factor A de esfuerzo para entrada en la evaluación de estabilidad de tajeos. Los resultados en la Figura 5.11 muestran que el factor A original (Potvin, 1988) es significativamente más conservador que el SRF en el método Q original (1974). A fin de definir un nuevo factor A se ha utilizado la consideración de prácticas modernas de voladura de tajeos y análisis regresivo de datos de tasa resistencia/esfuerzo de muros de tajeo abierto en un gran número de minas australianas (Figura 5.12). Como en el SRF original, se toma en cuenta los beneficios del esfuerzo confinante mediano, y se sugiere que no se requiere corrección de la falla compresiva cuando la tasa de UCS/esfuerzo inducido excede 5.5. La variabilidad resultante usando el nuevo factor A en cuatro bloques de tajeo y perfiles individuales de tajeo se muestra en la Figura 5.13. Los resultados están de acuerdo con las condiciones observadas en la mina Kanowna Belle, donde se ha experimentado pocas fallas relacionadas con esfuerzo dentro de los bloques de tajeo A, B, y C.

FIGURA 5.11 Comparación de SFRs de un número de fuentes.

FIGURA 5.12 Factor de esfuerzo A y regiones de esfuerzo consideradas.

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FIGURA 5.13 Modelo de cuadrícula de contorno usando el nuevo factor A para cajas respaldo de tajeos.

5.3.1.2 Factor B El factor B de orientación de defecto de roca es un factor de ponderación basado en la orientación del conjunto de discontinuidad que se considera como el que más probablemente reste la estabilidad de una superficie de tajeo particular (Potvin, 1988). El método requiere el análisis de los datos de discontinuidad para determinar la discontinuidad crítica que probablemente controle la estabilidad. La determinación del factor B requiere el cálculo del ángulo verdadero entre una superficie de tajeo planar y la característica geológica crítica. Considerando que las discontinuidades más críticas son subparalelas a una superficie de tajeo, se han implementado unos cuantos cambios en el factor B original (Potvin, 1988). Basado en muchas observaciones de fallas reales de muro de tajeo, se sugiere que no debe hacerse correlación para la orientación de discontinuidad cuando el ángulo verdadero con una superficie de tajeo excede 65º como se muestra en la Figura 5.14. Además, se sugiere una penalidad máxima de 60% al Q’ calculado para los efectos de las discontinuidades subparalelas. En la Figura 5.15 se muestra un ejemplo de la variabilidad del factor B por un número de bloques de tajeo. El ángulo sólido α (Figura 5.14) entre los polos de un muro de tajeo (P) y una discontinuidad geológica crítica (D) puede calcularse con el siguiente producto P . D = |P||D|cos α

(5.3)

El vector P es el vector unitario de los cosenos de dirección de la perpendicular a un muro de tajeo (P), definidos por: Px = cos φp sen βp Py = cos φp sen βp

(5.4)

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Pz = sen φp, donde βp y φp son la tendencia e inclinación de la perpendicular al plano del muro de tajeo (ver Figura 4.30). El vector D es el vector unitario de los cosenos de dirección de la perpendicular a una discontinuidad crítica, definidos por: Dx = cos φd sen βd Dy = cos φd sen βd

(5.5)

Dz = sen φd, donde βd y φd son la tendencia e inclinación de la perpendicular a una discontinuidad crítica, según se define en la Figura 4.29. El ángulo α es dado así por: cos δ = PxDx + PyDy + PzDz

FIGURA 5.14 Influencia de la orientación de grietas – factor B.

(5.6)

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FIGURA 5.15 Modelo de cuadrícula de contornos del nuevo factor B para cajas respaldo de tajeos, mine Kanowna Belle.

5.3.1.3 Factor C El factor C de orientación de la superficie de diseño fue propuesto para tomar en cuenta la influencia de la gravedad sobre la estabilidad de la superficie del tajeo (Potvin, 1988). El factor se basa en la suposición de que bajo los efectos de la gravedad, un muro vertical de tajeo es más estable que un techo de tajeo horizontal. Las superficies donde pueden formarse bloques de deslizamiento o donde existen aleros significativos (o sea en techos y cajas respaldo de tajeos) tendrán la más dañina influencia sobre la estabilidad. Potvin (1988) propuso dos factores de ajuste y han sido modificados aquí para considerar el análisis regresivo de la estabilidad de tajeos en un número de minas australianas. Los efectos de la caída por gravedad y el rebanado se consideran en la Figura 5.16. El factor de ajuste se ha hecho constante para techos de tajeo planos con un buzamiento menor de 20º (Beniawski, 1989). En la Figura 5.17 se muestra el segundo factor de ajuste propuesto por Potvin (1988) para analizar modos de falla por deslizamiento de muros de tajeo. Asumiendo que la resistencia friccional de una discontinuidad crítica excede la fuerza de impulsión, la cantidad de ajuste tiene un valor máximo de 8 cuando el buzamiento de una discontinuidad crítica es menor de 30º. Aquí se propone que a medida que aumenta el buzamiento de una discontinuidad crítica, el ajuste disminuirá hasta un valor mínimo de 4. Según Potvin (1988), el modo de falla potencial puede determinarse con un diagrama sencillo en el que se bosquejan la excavación y la grieta crítica. Si un vector de gravedad representado por una flecha vertical trazada desde el centro de gravedad aproximado del bloque formado por la discontinuidad crítica cae directamente dentro de la abertura, el modo de falla será caída por gravedad. Además, si el vector de gravedad permanece dentro del medio sin intersectar la discontinuidad crítica, puede ocurrir una falla por rebanado o pandeo. Más aún, cuando el vector de gravedad cruza la grieta crítica, existe potencial de falla por deslizamiento (Potvin, 1988). En la Figura 5.18 se muestra un ejemplo de la variabilidad del factor C por un número de bloques de tajeo.

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FIGURA 5.16 Determinación de los efectos de la gravedad – factor C.

5.3.1.4 Radio Hidráulico El concepto de radio hidráulico para tomar en cuenta el tamaño y forma de un plano de tajeo bajo análisis, fue introducido por Laubscher y Taylor (1976). El radio hidráulico es el cociente del área de muro de tajeo y el perímetro de muro de tajeo, y favorece formas largas y estrechas sobre formas cuadradas (ver Figura 1.5).

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FIGURA 5.17 Determinación del efecto de deslizamiento en una grieta crítica – factor C.

Evaluar el radio hidráulico es fácil ya que la mayoría de formas de tajeo no son muy complejas. La metodología permite el análisis de superficies de tajeo muro por muro. La relación entre radio hidráulico (o sea área/perímetro) y longitud de excavación, dada por una altura fija, usualmente definida por el intervalo de subnivel, es proporcionada por: HR = (H)(L) 2(H+L)

(5.7)

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles y L = 2(H)(HR) H – 2(HR)

(5.8)

donde HR es el radio hidráulico y H y L son la altura y longitud del muro de tajeo, respectivamente. A fin de determinar las longitudes sin sostenimiento máximas permisibles, es necesario determinar primero la altura o la anchura de la excavación. Para muros verticales, esto generalmente se relaciona con las dimensiones de piso a piso para la superficie de tajeo en consideración. Considerar, por ejemplo, la Figura 5.19a, que muestra que para una lapa, el tramo de tajeo buzamiento abajo es “fijo”, pues lo determina el intervalo de subnivel elegido. Para los techos y muros de extremo de tajeos, la anchura generalmente la controla el ancho del mineral o tajeo (pues para una veta angosta, por lo general los tajeos a propósito no se minan más anchos que la anchura del mineral). Para una caja respaldo, debido al refuerzo de empernado de cable en cada intervalo de subnivel, la dimensión “fija” es el tramo buzamiento debajo de los pernos de cable (para yacimientos con buzamiento empinado extremado, esto es aproximadamente igual al espaciamiento de intervalo de nivel). La Figura 5.19b muestra que la masa rocosa expuesta entre los pernos de cable debe ser inherentemente estable, pues los pernos de cable sólo minimizan la deformación localmente cerca de los piques de tajeo. Los pernos de cable también son muy eficaces para detener fallas buzamiento arriba (ver Figura 1.13).

FIGURA 5.18 Modelo de cuadrícula de contorno del nuevo factor C para cajas respaldo de tajeo, mina Kanowna Belle.

5.3.2 Predicción de la Estabilidad de Tajeos El cálculo del número de estabilidad (Ecuación 5.1) para un muro de tajeo particular se realiza multiplicando las variables que toman en cuenta las variables geotécnicas previamente descritas.

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FIGURA 5.19 (a) Dimensiones fijas y permisibles de tajeo y (b) falla de caja respaldo.

El trabajo de análisis regresivo inicial en Canadá incluyó un total de 175 casos de estudio de muros de tajeo abierto sin sostenimiento de 23 minas canadienses (Potvin, 1988). El gráfico de estabilidad inicial mostrado en la Figura 5.20 se compone de zonas estables y de hundimiento, separadas por una zona de transición. Los muros del tajeo fueron divididos por Potvin (1988) en tres grupos. Los muros estables que experimentaban dilución baja se representaron con puntos de forma redonda. Los muros de tajeo que experimentaban dilución y caída de rocas causando problemas operativos se clasificaron como inestables. En el gráfico se les muestra como puntos de forma cuadrada. Los puntos triangulares representan muros que experimentaron inestabilidad severa. La línea sólida negra mostrada en la Figura 5.20 fue calculada por Nickson (1992) para dar cuenta estadísticamente de la diferencia entre puntos estables y derrumbados. La relación entre el número de estabilidad N’ y el radio hidráulico máximo sin sostenimiento permisible (HRpermitido) es dado como función del número de estabilidad por: HRpermitido = 10[0.573+0.388logN’]

(5.9)

El límite de Nickson permite dimensiones de tajeo más grandes que las pronosticadas por la zona transicional sin sostenimiento de Potvin. El límite estadístico desarrollado por Nickson puede usarse para predecir la superficie máxima permisible de tajeo abierto relativa a ese número de estabilidad particular. Por ejemplo, para un número de estabilidad de 11, se permite un radio hidráulico correspondiente de 10 y se le recomienda como un primer estimado para el diseño de tramos de tajeo.

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FIGURA 5.20 Gráfico de estabilidad inicial calculado de 175 historias de casos de muros de tajeo abierto sin sostenimiento.

Nickson (1992) aumentó también la base de datos inicial para el método de gráfico de estabilidad y eventualmente actualizó el gráfico de estabilidad a la forma mostrada en la Figura 5.21. Esta figura puede usarse para evaluar los tamaños máximos permisibles de muros de tajeo ya sea para muros de tajeo sin sostenimiento o empernados de cable por patrón (cobertura total). Sin embargo, Nickson (1992) enunció claramente que no puede usarse el gráfico para diseñar tramos de caja respaldo con pernos de cable donde los cables se instalan desde locaciones de galería de perforación puntuales (empernado de cable de caja respaldo anclado puntualmente o roca de saliente); ver Rauert, 1995). Las evaluaciones de la estabilidad de cajas respaldo de tajeo empernadas con cable deben asegurar que cualquier masa rocosa sin sostenimiento expuesta buzamiento abajo entre locaciones finitas de empernado de cable sea inherentemente estable, según la Ecuación 5.9. La Figura 5.22 muestra los datos de estabilidad de tajeo para muros de tajeo abierto (profundidad cero de falla) sin sostenimiento y completamente estables en la mina Cannington, Queensland (Coles, 2007). La figura compara los cálculos de Potvin (1988) con la predicción usando los parámetros actualizados presentados en este capítulo. La figura muestra también la relación original desarrollada por Nickson (1992).

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FIGURA 5.21 Gráfico de estabilidad mostrando zonas de terreno estable, terreno de derrumbe, y terreno que requiere refuerzo de perno de cable.

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FIGURA 5.22 Gráfico de estabilidad para muros de tajeo abierto sin sostenimiento y completamente estables (profundidad cero de falla), mina Cannington, Queensland.

Sin considerar la metodología empírica escogida, el diseño final de un tajeo abierto siempre debe tener en cuenta las cuestiones geotécnicas discutidas anteriormente junto con las limitaciones económicas, de programación y minado. En consecuencia, siempre se requiere el juicio de ingeniería para establecer el diseño de muros de tajeo más eficiente.

5.3.3 Uso del Gráfico de Estabilidad como Herramienta de Diseño Las bases de datos relacionales que incluyen información sobre la UCS, datos de clasificación de masa rocosa tales como el RQD, número de sistema de fracturas, orientación y condición de grietas y desempeño de muro de tajeo tal como profundidad de falla, pueden utilizarse para calibrar el gráfico de estabilidad para bloques de tajeo existentes. Las locaciones de muestra (X, Y, z) para cada punto de datos en la base de datos pueden trazarse en tres dimensiones para obtener una apreciación visual de la distribución espacial y densidad de la base de datos con respecto al yacimiento y sus límites inmediatos. Es importante anotar que, aunque el número total de muestras en la base de datos siempre es significativo, es crítico asegurar que las muestras relevantes estén realmente localizadas dentro de la caja respaldo o lapa inmediatas o yacimiento en cuestión (ver Figura 4.7). La Figura 5.23 muestra la variabilidad espacial modelada del parámetro Q’ en el Yacimiento Kanowna Belle, Kalgoorlie, Australia Occidental. El modelo predice una reducción de la calidad de masa rocosa en profundidad para el límite de la caja respaldo de Kanowna Belle y el diseño del tajeo debe tomar en cuenta dicha variación en el espacio.

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FIGURA 5.23 Modelo de cuadrícula de contorno de Q’ para cajas respaldo de tajeo, mina Kanowna Belle.

Además de los datos de clasificación de masa rocosa, también se requieren los esfuerzos principales inducidos mínimos y máximos tangenciales a los muros del tajeo, para determinar con más exactitud las condiciones de esfuerzos requeridas para calcular el factor A en el método del gráfico de estabilidad. Los esfuerzos inducidos pueden estimarse usando modelado numérico tridimensional. Para cada paso de minado dentro del modelo numérico, se ubican y registran los esfuerzos principales inducidos mayores y menores a través de cada superficie de minado, junto con las coordenadas tridimensionales de estos puntos (Figura 5.24). Debe recordarse que los esfuerzos inducidos dependen de la secuencia de extracción de tajeo. En la Figura 5.25 se muestra un ejemplo de una vista longitudinal de los esfuerzos principales inducidos mayores en el plano de caja respaldo para cuatro bloques de tajeo. Puede verse un aumento significativo de esfuerzo inducido con la profundidad. En el bloque de tajeo D se esperan esfuerzos muy altos, donde se predicen esfuerzos inducidos hasta tres veces más altos que los experimentados en el bloque A. El número de estabilidad (N’) debe calcularse independientemente para cada muro de tajeo. La inestabilidad ocurrirá en las superficies donde pueden formarse bloques de deslizamiento, o donde ocurren aleros significativos. Las grietas planas es probable que tengan efecto importante sobre los techos (coronas) del tajeo y la estabilidad dentro de los muros verticales será controlada por la

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FIGURA 5.24 Estimando el esfuerzo principal mayor inducido usando el programa de computadora MAP3D.

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FIGURA 5.25 Modelo de cuadrícula de contorno del esfuerzo principal mayor inducido (δ1) para cajas respaldo de tajeos, mina Kanowna Belle.

presencia de discontinuidades geológicas subverticales a moderadamente buzantes que tienen rumbos orientados subparalelos a una superficie de tajeo. El modo de falla, sin embargo, depende de la dirección de buzamiento de la grieta crítica con respecto al muro de tajeo particular. La Figura 5.26 muestra datos de análisis regresivo de tajeo abierto en la mina Olympic Dam, Australia del Sur, mostrando diferentes grados de inestabilidad para los diferentes muros de tajeo que conforman el tajeo. El número de estabilidad para una superficie de tajeo particular puede calcularse para los modelos de cuadrícula multiplicando los términos componentes de cada uno de los modelos de cuadrícula para evaluar la Ecuación 5.1. En la Figura 5.27 se presenta un ejemplo del número de estabilidad resultante. El radio hidráulico permisible (HRpermitido) para un valor N’ dado es dado por la Ecuación 5.9 (Nickson, 1992). Los resultados del HRpermitido para el modelo de cuadrícula se muestran en la Figura 5.28. A fin de determinar las longitudes máximas permisibles sin sostenimiento (Lmax), es necesario establecer primero la altura de los tajeos diseñados. Se debe tomar la decisión para determinar si el refuerzo de perno de cable reduce efectivamente el tramo buzamiento abajo como se muestra en la Figura 5.19a. En la Figura 5.29 se proporciona un ejemplo de un modelo de cuadrícula de contorno de altura buzamiento abajo interniveles para las superficies de caja respaldo de tajeo en la mina Kanowna Belle.

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FIGURA 5.26 Estabilidad de tajeo por orientación de muros en la mina Olympic Dam, Australia del Sur.

FIGURA 5.27 Modelo de cuadrícula de contorno del número de estabilidad N’ para cajas respaldo de tajeo, mina Kanowna Belle.

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FIGURA 5.28 Modelo de cuadrícula de contorno de radio hidráulico estable sin sostenimiento (Hpermitido) para cajas respaldo de tajeo, mina Kanowna Belle.

FIGURA 5.29 Modelo de cuadrícula de contorno de altura buzamiento abajo interniveles para las superficies de caja respaldo, mina Kanowna Belle.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Dado un intervalo de subnivel fijo, los trazos de contorno de radio hidráulico estable (HRpermitido) permiten determinar las longitudes estables máximas permisibles (Ecuación 5.8) como se muestra en la Figura 5.30. El trazo también muestra las dimensiones (minadas o diseñadas) para comparación. El acuerdo estrecho para el bloque A sugiere que las modificaciones de los factores A, B, y C aquí presentadas, están bien establecidas.

5.3.4 Validación del Diseño El método del gráfico de estabilidad se desarrolló originalmente como una evaluación inicial de la estabilidad en las etapas de prefactibilidad de los proyectos. Actualmente, el método se está usando en todo el mundo como una herramienta de diseño en todas las etapas del dimensionamiento de tajeos y se ha convertido en una herramienta empírica establecida para dimensionar muros de tajeo abierto. Sin embargo, el sistema tiene un número de limitaciones que deben entenderse a fin de evaluar su aplicabilidad en cualquier ambiente geotécnico particular. En el transcurso de los años, la aplicabilidad y limitaciones del método para el diseño de tajeos abiertos han sido revisadas por varios autores (Palkanis et al., 1995, Stewart y Forsyth, 1995; Suorineni et al., 2001; Suorineni, 2012). En particular, las observaciones siguientes se consideran importantes: 1. Las definiciones de condiciones estables versus derrumbe son subjetivas puesto que no se reporta la profundidad de la falla. Además, el método no incorpora mecanismos de falla complejos que involucran más de una familia de discontinuidades geológicas. Específicamente, el método no considera el pandeo en el que la frecuencia de discontinuidades subparalelas puede ser crítica. 2. A pesar del empleo de valores de entrada cuantificables, se desconoce el grado exacto de conservadurismo inherente. 3. El método refleja las prácticas de minería, que pueden haber sido influenciadas por factores tales como legislación, prácticas locales, y peculiaridades geológicas particulares. Al método le falta precisión suficiente para el dimensionamiento de tajeos (dispersión excesiva). Es probable que los factores siguientes hayan afectados los límites estables/inestables identificados durante el desarrollo del método en Canadá y puede que no sean necesariamente los mismos en otros lugares: • • • • • • • • •

Metodología del estilo de tajeo Volumen de sobrequiebre o niveles de dilución Prácticas de voladura Régimen de esfuerzos (incluyendo distensión o fallas por deformación) Determinación de esfuerzo inducido en geometrías de tajeo complejas Determinación en toda la mina de parámetros de roca intacta tales como UCS Control de calidad en la instalación del refuerzo Tipo de refuerzo, uso de placas, etc. Calidad de la caracterización de la masa rocosa, mapeo detallado incluyendo sesgos.

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FIGURA 5.30

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Modelo de cuadrícula de contorno de (a) longitud máxima permisible sin sostenimiento, y (b) longitud de rumbo minado y diseñado para la caja respaldo, mine Kanowna Belle.

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Por lo tanto, el método del gráfico de estabilidad puede no constituir necesariamente una metodología óptima de diseño sino más bien un punto de partida para cada ambiente geotécnico particular. La evidencia empírica y documentación permanente son por ello críticas para la implementación de geometrías de tajeo optimizadas en cualquier mina particular. En consecuencia, la validación del diseño representa un componente crítico en la aplicación del gráfico de estabilidad. La validación se logra mediante el empleo de diversas estrategias de instrumentación que van desde las simples observaciones subterráneas en lo más básico, hasta los sistemas microsísmicos en toda la mina en lo más complejo. La instrumentación geotécnica es de importancia crítica para el enfoque de diseño de mina discutido aquí. Aparte de las consideraciones de seguridad local, la instrumentación debe colocarse para ayudar a calibrar los modelos de diseño. Es esencial que toda la instrumentación se diseñe muy cuidadosamente y se localice para asegurar el máximo beneficia e interpretabilidad. A fin de enfatizar este punto de aplicabilidad y validación, se presenta la Figura 5.31 de un análisis regresivo publicado de tajeos abiertos en la mina Olympic Dam (Oddie y Pascoe, 2005). Los datos resultantes muestran poca o ninguna correlación con el gráfico de estabilidad, sugiriendo que un parámetro local, quizás no bien considerado por la metodología del gráfico de estabilidad, controla la estabilidad de los muros de tajeo abierto de la mina Olympic Dam.

FIGURA 5.31 Cálculos del gráfico de estabilidad para muros de tajeo sin sostenimiento en la mina Olympic Dam.

5.4 Modelado Numérico de la Estabilidad de Muros de Tajeo

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles El objetivo principal del modelado numérico es cuantificar los efectos del esfuerzo inducido en el desempeño del tajeo. Esto se logra relacionando diferentes niveles de esfuerzo inducido a diferentes niveles de daño de masa rocosa alrededor de un vacío de tajeo. La suposición subyacente es que la falla inducida por esfuerzo ocurre por esfuerzos inducidos que exceden la resistencia de la masa rocosa local, dando como resultado el sobrequiebre del muro de tajeo. Desafortunadamente, esta suposición podría conducir a variabilidad en el análisis regresivo de los resultados del desempeño de tajeo abierto porque la geometría del vacío de tajeo resultante puede que no defina necesariamente la zona de daño de excavación o zona de deformación de la masa rocosa alrededor de un tajeo (Cepuritis et al., 2007, Figura 5.32). El material alrededor de un vacío

FIGURA 5.32 Esquema que muestra el vacío de tajeo resultante con respecto a posibles condiciones de masa rocosa deformada y geometría de vacíos planeada.

realmente representa una masa rocosa “deformada” pero “no removida”, donde la forma y tramo locales podrían haberse arqueado reteniendo material deformado. Además, la “deformación” de una masa rocosa no puede atribuirse siempre únicamente al daño de masa rocosa inducido por esfuerzo, ya que también pueden contribuir otras influencias tales como malas prácticas de perforación y disparo. Sin embargo, las técnicas de modelado numérico pueden utilizarse para identificar y cuantificar las contribuciones relativas de los diversos factores que influyen en el desempeño del tajeo, incluyendo la geometría del tajeo, la locación y socavación del desarrollo, características de la masa rocosa, esfuerzos in situ e inducidos, y la influencia de estructura geológicas de gran escala. Para el tajeo abierto, la elección de técnica de modelado incluye el modelo numérico elástico lineal, tal como el programa Map3D (Mine Modelling, 2003), y el análisis de elemento finito continuo o discontinuo no lineal, tal como Abaqus (Beck y Duplancic, 2005). En particular, Abaqus se usa específicamente para el

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles análisis de problemas de tajeo donde existe el potencial de plasticidad significativa y altos niveles de deformación con estructuras de gran escala incorporadas explícitamente en el modelo.

5.4.1 Modelado Numérico Elástico Lineal Wiles (2001) sugirió que el daño de la masa rocosa puede relacionarse con el nivel relativo de sobretensión elástica lineal (Figura 5.33a). Los niveles de esfuerzo críticos dependen de los parámetros específicos del sitio de mina y pueden correlacionarse usando la respuesta observada de la masa rocosa y los resultados del modelado numérico. La suposición es que por debajo de un umbral de daño específico del sitio, la respuesta de la masa rocosa es elástica y en consecuencia muy poco daño es observable. A medida que aumenta el nivel de sobretensión, el daño observado (o sea, deformación irrecuperable) debe aumentar, llevando a una zona de sobrequiebre potencial alrededor de la excavación. El aumento de la sobretensión más allá de este nivel puede causar fallas impulsadas por esfuerzo y eventualmente la masa rocosa puede volverse insostenible. Wiles (2001) propuso que esta metodología podía incorporarse en una técnica de análisis regresivo amplio para asistir en el diseño cuantitativo del tajeo (Figura 5.33b). Además, el modelo de daño asume que el nivel de sobretensión es causa directa de un aumento en σ1, mientras que el confinamiento se mantiene constante. En la práctica, la ruta del esfuerzo experimentado por una masa rocosa puede variar (Figura 5.33c) con “esfuerzo excesivo” generado por cualquiera de los siguientes: • • •

Una pérdida de confinamiento, por ejemplo, un muro o techo de tajeo (-∆σ3) Un aumento de carga, por ejemplo, un muro o pilar de tajeo (+σ1) Una combinación de ambos, típica de la falla de un estribo de bloque de tajeo (+∆τmax)

El análisis regresivo del daño de tajeo abierto impulsado por esfuerzos se realiza mejor para los tajeos primarios, donde puede asumirse una condición de daño mínimo inducido por esfuerzos previo al tajeo. Así, la ruta de esfuerzo en la vecindad inmediata de los tajeos puede atribuirse a la secuencia de extracción del tajeo primario. El número, ubicación, y orientación de las discontinuidades geológicas de gran escala (Villaescusa y Cepuritis, 2005) también debe tomarse en cuenta para facilitar la interpretación de los resultados del modelo numérico (Cepuritis et al., 2007). Para masas rocosas altamente fracturadas influenciadas por discontinuidades geológicas de gran escala, el sobrequiebre ocurre generalmente a niveles de esfuerzo menores, y la extensión ocurre sobre un rango más amplio de condiciones de esfuerzo (ver Figura 5.36, Cepuritis et al., 2007).

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FIGURA 5.33 (a) Modelo de daño de esfuerzo elástico lineal para esfuerzos de aumento monotónico, junto con daño por deformación relacionado.

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FIGURA 5.34 Una clasificación de ruta de esfuerzo usada en el análisis regresivo del sobrequiebre de muro de tajeo.

5.4.2 Modelado Numérico No Lineal El modelado no lineal de secuencias de tajeo abierto complejas puede efectuarse usando un programa de análisis de elemento finito tridimensional de propósito general no lineal tal como el Abaqus Explicit (Beck y Duplancic, 2005). Abaqus se adecúa bien al análisis de problemas de minado donde existe potencial de plasticidad significativa, secuencias de extracción complejas, niveles de deformación altos, y grandes números de discontinuidades de material. Los modelos requeridos para representar secuencias de tajeo globales, discontinuidades geológicas de gran escala, y estructuras a escala de tajeo se implementan rutinariamente (Beck y Duplancic, 2005). Los modelos globales de gran escala se construyen incorporando todas las geometrías de tajeo incluyendo pozos, rampas, desarrollo de accesos, y discontinuidades geológicas a escala de mina. Posteriormente se construyen submodelos más pequeños y más detallados en áreas claves, usándose las salidas de deformación y tracciones de los modelos globales como las condiciones de límite para los submodelos. El modelo apunta específicamente a la comprensión de la respuesta de la masa rocosa y la influencia de las estructuras a escala de tajeo sobre el desempeño de los muros de tajeo (Cepuritis et al., 2010).

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FIGURA 5.35 Ejemplo de σ1 versus σ3 para masas rocosas moderadamente fracturadas a masivas.

Las secuencias de extracción en un modelo global se implementan en aproximadamente pasos trimestrales, mientras que los modelos a escala de bloque se extraen en pasos no mayores que un tajeo por vez. Los tajeos seleccionados se extraen y luego se llenan secuencialmente. Se requiere un gran número de pasos de extracción para asegurar que se captura la ruta de esfuerzo por toda un área de interés. Para los submodelos, cada tajeo puede extraerse involucrando un número de disparos intrincados, usualmente consistentes en (a) una chimenea de corte de altura completa o aproximadamente 10% del vacío final, (b) creación de vacío de aproximadamente 30%-40% del vacío final, y (c) disparo masivo final del tajeo para crear el vacío final del mismo.

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FIGURA 5.36 Ejemplo de σ1 versus σ3 para masas rocosas altamente fracturadas.

La inclusión de geometrías de discontinuidad estructurales, detalladas y extensas a escala del tajeo es importante. Permite que el modelo pueda representar la física e interacciones entre estructuras a escala de tajeo, excavaciones, y componentes de la masa rocosa continua. También permite la computación eficiente de desplazamientos, daños, y deformación con el nivel de detalle requerido a través de grandes números de tajeos, en un número de bloques de tajeo. Los resultados del modelo se calculan usando una cuadrícula de puntos de resultado que permite el cálculo de diversos parámetros de modelo en cada paso del minado a distancias variables dentro de una masa rocosa de muro de tajeo. Los puntos de resultado generalmente se localizan a intervalos de aproximadamente 1 m dentro de un muro de tajeo, usando un patrón de aproximadamente 5 m x 5 m a través de una superficie de tajeo. La Figura 5.37 muestra un arreglo general de puntos de resultado descritos por Cepuritis et al. (2010). Para cada punto de resultado y paso de minado, los parámetros de salida se ingresan en una base de datos construida para ese fin. También se incluye información

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles adicional tal como nombre del tajeo, distancia real a una superficie de tajeo, distancia a la estructura más cercana a escala de tajeo, y su condición de estabilidad final. La condición de estabilidad final se asigna determinando si un punto está dentro del vacío final estudiado y más allá de la geometría planeada (es decir, sobrequiebre) y por lo tanto se asigna como inestable o si está localizado fuera del volumen estudiado, dentro de la masa rocosa estable.

FIGURA 5.37 Arreglo y distribución de puntos de resultado para un bloque de tajeo y un tajeo único.

La inestabilidad de muro de tajeo generalmente se define por un desplazamiento inaceptable de la masa rocosa en el vacío de tajeo. Los criterios de inestabilidad generalmente se definen por cierto límite crítico de desplazamiento o velocidad, o en el caso del tajeo abierto, por cierto volumen de masa rocosa. Estos criterios ocurren dentro de cierto marco temporal, típicamente previo a la remoción completa del mineral y relleno del tajeo. Estos criterios pueden medirse, si bien con diversos grados de exactitud y precisión, utilizando instrumentación geotécnica tal como extensómetros, o levantamientos de derrumbe por laser (Miller et al., 1992). Puede accederse a los límites críticos de inestabilidad de tajeos desde el modelado numérico no lineal principalmente usando valores de deformación plástica y velocidad computados durante la extracción del tajeo. Con respecto a los resultados del modelado, aquí la velocidad se refiere a la magnitud de un vector de desplazamiento resultante computado entre pasos de minado, expresada como metros por paso (o sea, m/paso). En la Figura 5.38 se muestra un ejemplo de salida de velocidad y deformación plástica de Cepuritis et al. (2010). La velocidad puede considerarse como un criterio de límite superior para la inestabilidad, ya que teóricamente todos los puntos con alta velocidad deben considerarse inestables. Por ende, la roca sin daño que tiene alta velocidad debe estar inestable (por ejemplo: una masa rocosa móvil limitada por estructura). La deformación o daño plástico pueden considerarse como un criterio de límite inferior para la inestabilidad de muro de tajeo, pues el material puede estar dañado pero aún estar estable si la velocidad

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles es baja. Por lo tanto, un punto inestable en la masa rocosa puede tener un número de combinaciones de velocidad y deformación plástica. En términos de la predicción de falla de masa rocosa usando estas dos variables, no se excluyen mutuamente. Además, el trazo de la deformación plástica versus la velocidad indica que estas variables son independientes, con la covarianza y coeficiente de correlación siendo efectivamente cero (Cepuritis et al., 2010).

FIGURA 5.38 Valores de deformación plástica y velocidad máxima versus paso de minado.

Los niveles máximos de deformación plástica y velocidad durante la extracción del tajeo pueden compararse con la frecuencia con que corresponden a puntos estables e inestables dentro de un límite de tajeo. El porcentaje de puntos inestables para un rango de intervalo seleccionado puede considerarse como una “probabilidad de inestabilidad” empírica ya que se calibra en la geometría, secuencia y desempeño reales del minado. Una relación de ejemplo entre la velocidad máxima durante la extracción del tajeo (sin considerar la deformación plástica) y el porcentaje de puntos “inestables” se muestra en la Figura 5.39. La relación indica que a velocidades >100 mm por paso en el modelo, se determinó una correspondencia de 0.50 con el desprendimiento observado.

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FIGURA 5.39 Valores de velocidad máxima versus paso de minado.

En la Figura 5.40 se muestra un ejemplo de la relación entre deformación plástica durante la extracción del tajeo (sin considerar la velocidad) y el porcentaje de puntos “inestables”. Los datos indican que la estabilidad debida únicamente a la deformación plástica sólo explica un máximo de alrededor de 25%-30% de las inestabilidades observadas. Esto resalta la importancia de la estructura a escala de tajeo, su rol en la inestabilidad, y su influencia en el campo de deformación mismo. El criterio predice razonablemente la inestabilidad general, con una probabilidad pico de desprendimiento de 0.15-0.2 a más del 5% de deformación plástica, que corresponde a material extremadamente triturado, o roca chancada (Beck y Duplancic, 2005). Las masas rocosas con este nivel correspondiente de deformación plástica ciertamente se desenredarían si no se confinan y se exponen en un muro de tajeo. Las correlaciones de la inestabilidad con la velocidad y deformación plástica son alentadoras en términos de predicción de la inestabilidad de muros de tajeo, y por ende aparecen atractivas como herramientas de diseño (Cepuritis et al. 2010). Se puede predecir niveles de estabilidad para una variedad de geometrías, arreglos y secuencias de tajeo mediante el análisis numérico progresivo. De forma simple, se predice que los puntos en el análisis progresivo que exhiben velocidades grandes tienen alta probabilidad de estar asociados con inestabilidad. Se espera que los puntos que muestran niveles altos de

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles deformación plástica, bajos niveles de confinamiento, y que están expuestos en un muro de tajeo tienen oportunidad moderada de ser reportados como desprendimiento.

FIGURA 5.40 Valores de deformación plástica versus paso de minado.

5.5 Análisis de Estabilidad de Pilares 5.5.1 Conceptos Básicos El diseño de pilares y el análisis de estabilidad son componentes básicos del proceso de diseño de tajeos. Aunque los conceptos fundamentales de factor de seguridad como la relación de resistencia de pilar/esfuerzo promedio de pilar y estabilidad de pilar han sido entendidos por algún tiempo, es sólo más recientemente que las herramientas se han vuelto disponibles para permitir que se realicen más análisis cuantitativos de resistencia y estabilidad de pilares. En términos básicos de mecánica de ingeniería, la estabilidad se refiere a estabilidad de equilibrio, o la capacidad de la estructura general, o elemento de dicha estructura (en el presente caso, un pilar de mina), para experimentar un pequeño cambio en el estado de equilibrio de carga sin producir un estado de equilibrio inestable que involucre una liberación repentina de energía de deformación almacenada o grandes deformaciones (Salamon, 1970; Brady y Brown, 2004). Esta forma de inestabilidad puede llevar al chancado y al colapso total de un pilar y, en algunos casos, sus inmediaciones. En otros casos, puede excederse la capacidad pico de portar carga de un pilar y puede mostrar señales visibles de haberse sobrecargado, pero puede retener cierta capacidad portadora de carga y seguir dando sostenimiento a la estructura de mina sin sufrir deformaciones grandes inaceptables. El análisis de estabilidad de pilares en estos términos de mecánica de ingeniería está fuera del alcance de este libro. Aquí se dará énfasis a la relación del esfuerzo promedio de pilar

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles con la resistencia del mismo. Los términos estabilidad e inestabilidad no siempre se usarán en sentido estricto de mecánica de ingeniería, pero pueden usarse simplemente para indicar que el esfuerzo impuesto sobre el pilar excede su resistencia. Los desarrollos iniciales en diseño de pilares empírico estaban dominados por las contribuciones de los métodos de cámaras y pilares, particularmente en minería del carbón. Más recientemente, se han vuelto disponibles herramientas de diseño confiable empíricas y numéricas de roca dura y pilares y se les ha implementado en el tajeo abierto por subniveles para el diseño de geometrías de tajeo secundario. En general, la resistencia y estabilidad de pilares se controla con un gran número de factores que incluyen geología estructural, resistencia a la compresión y deformabilidad de la masa rocosa, las dimensiones de pilar incluyendo la relación ancho/altura, el grado de confinamiento, el porcentaje de extracción y la calidad de minado tal como perforación y disparo. 5.5.2 Esfuerzo Promedio de Pilares Usando el Enfoque de Área Equivalente El enfoque de análisis de esfuerzo para el diseño de pilares requiere que se determine la carga actuando sobre el pilar usando ya sea técnicas analíticas o numéricas. Luego debe evaluarse la resistencia promedio del pilar y después usar la relación resistencia/esfuerzo de pilar para estimar la estabilidad de pilares. El más sencillo enfoque de evaluación de estabilidad de pilares usa la técnica del “área de pilar equivalente” para estimar las cargas de pilar. La Figura 5.41 ilustra un arreglo típico de cámara cuadrada y pilar usado en el minado de depósitos con estratificación horizontal. Asumiendo que los pilares mostrados son parte de un conjunto grande pilares y que la carga de roca está distribuida uniformemente sobre estos pilares (Hoek y Brown, 1980), el esfuerzo promedio de pilar, σp, se obtiene mediante: 2

σp = σz

1 + Wo Wp

2

=

z 1 + Wo Wp

donde: es el peso unitario de la roca z es la profundidad bajo la superficie Wo y Wp son las anchuras de la abertura y del pilar, respectivamente.

(5.10)

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FIGURA 5.41 Carga portada por un solo pilar asumiendo que la carga de roca total está distribuida uniformemente en todos los pilares.

Los esfuerzos promedio de pilares para diferentes arreglos de pilar se resumen en la Figura 5.42 y, en todos los casos, el valor de σp se obtiene de la relación del peso de la columna de roca portado por un pilar individual con el área de planta del pilar. El análisis incorpora varias simplificaciones importantes y en la práctica su uso se restringe a depósitos someros planos con extensión lateral significativa. En tal virtud, puede ser de uso limitado para la mayoría de análisis de pilares de mina de roca dura. Por lo tanto, este método debe usarse con precaución en el diseño de tajeo abierto por subniveles, ya que puede ser muy conservador.

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5.5.3 Tabla de Estabilidad Empírica de Caballones Hudyma (1988) analizó los datos de caballones en un número de minas canadienses de tajeo abierto y los graficó en términos del eje Y (carga de pilar normalizada a material UCS) y el eje X (anchura/altura de pilar). La base de datos incorporaba una amplia variedad de tipos de roca y cargas de pilar derivados del modelado numérico elástico lineal tridimensional. Los datos mostraron que los pilares achatados bajo esfuerzo bajo eran estables (cuadrante inferior derecho, Figura 5.43). Los pilares se vuelven menos estables a medida que se mueven hacia la región izquierda superior. Hudyma dividió el gráfico en tres zonas generales: fallado, transición y estable. La base de datos también incluía 13 casos de estudio en los que los pilares eran originalmente estables y posteriormente cedieron. Se observó que estos casos se movían correctamente por las tres zonas del gráfico. Hudyma sugirió también que el gráfico podía usarse para predecir la cedencia de pilares en el diseño de tajeo abierto.

FIGURA 5.42 Esfuerzo promedio de pilares verticales en arreglos típicos de pilares usando el método del área equivalente – vistas de planta.

5.5.4 Tabla de Estabilidad de Pilar de Confinamiento Se desarrolló una base de datos de estabilidad en las operaciones de Westmin Resources Myra Falls y se le combinó con siete bases de datos existentes de pilares, cuatro que consistían en información detallada y tres con información limitada. Las bases de datos detalladas incluían los datos de Westmin Resources, la base de datos de Hudyma recolectada de 13 operaciones canadienses, una base de datos de la mina Selbi-Phikwe en Bostwana (Von Kimmelmann et al., 1984), y la base de datos de Hedley y Grant (1972) del distrito de Elliot Lake en Ontario. Las tres bases de datos limitadas eran de la mina Black Angel en Groenlandia (Krauland y Soder, 1987), de la mina Zinkgruvan en Suecia (Sjoberg, 1992), y de Brady (1977) de Minas Mount Isa en Australia.

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FIGURA 5.43 Gráfico de estabilidad de pilares – zonas estables, de transición y falladas.

Cada una de las bases de datos indicadas utilizaba alguna forma de clasificación de estabilidad de pilares. A fin de llevar estos datos a un marco de referencia común, se desarrolló una escala de clasificación de estabilidad de pilares simplificada (Lunder, 1994; Lunder y Palkanis, 1997). La estabilidad de pilares se clasificó como estable, inestable o fallada. Los métodos de clasificación usados para la base de datos combinada variaron de una clasificación de seis niveles cuantificando diversos niveles de inestabilidad de pilares a una clasificación más limitada que identificaba sólo condiciones estables, desprendimiento, o falladas. La Figura 5.44 es una ilustración esquemática del método de clasificación de estabilidad de pilares desarrollado para uso en la mina Myra Falls. Las clasificaciones de pilar de 2-4 representan una clasificación de pilar inestable para la base de datos combinada. La tabla 5.2 describe los criterios usados en Myra Falls para efectuar una evaluación de la clasificación de estabilidad de pilares. La Figura 5.45 muestra las excelentes condiciones de masa rocosa para pilares típicos de la clase 1. Los esfuerzos promedio de pilares considerados en el presente análisis se calcularon predominantemente usando modelado numérico elástico lineal, excepto por Hedley y Grant (1972) que usaron la teoría del área tributaria. La resistencia de pilares se presentó en forma general como se muestra en la Ecuación 5.11. Esta ecuación se divide en dos

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles términos generales, el primero representa la resistencia del pilar intacto y el segundo representa el efecto de la forma del pilar sobre la resistencia del mismo: Ps = Tamaño x forma (5.11) donde Ps es la resistencia estimada del pilar (MPa), tamaño es un término de resistencia que incorpora el efecto del tamaño y la resistencia del material de pilar intacto (MPa), y forma es un término geométrico que incorpora el efecto de forma del pilar.

FIGURA 5.44 Ilustración esquemática del método de clasificación de estabilidad de pilares desarrollado para uso en Westmin Resources Ltd.

TABLA 5.2 Evaluación Visual de la Estabilidad de Pilares Clasificación de Estabilidad de Pilares Condiciones de Pilar Observadas 1 2 3

4 5

Sin señal de fracturamiento inducido por esfuerzo Sólo roturas de esquinas Fracturamiento en muros de pilar Fracturas < mitad de altura de pilar en longitud Apertura de fractura < 5 mm Fracturas > mitad de altura de pilar en longitud Apertura de fractura > 5 mm, < 10 mm Desintegración del pilar Se desprenden bloques del pilar Apertura de fractura > 10 mm

. .

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles . Fuente:

Fracturas a través del núcleo del pilar . Lunder, P., Hard rock pillar strength estimation: An applied empirical approach, Tesis de Máster en Ciencias, Universidad de Columbia Británica, Vancouver, Columbia Británica, Canadá, 1994, 166 pp.

FIGURA 5.45 Condiciones excelentes de masa rocosa: ejemplo de pilares de Clase 1 (MRM, Territorio del Norte).

Lunder (1994) desarrolló dos fórmulas que pueden usarse para la estimación de la resistencia de pilares incluyendo la “fórmula del efecto de forma de log-potencia” y la “fórmula de confinamiento”. Ambas fórmulas son virtualmente idénticas cuando se trazan en un gráfico de estabilidad. Sin embargo, la diferencia es que la “fórmula de log-potencia” es una fórmula puramente empírica, mientras que la “fórmula de confinamiento” es una forma modificada del criterio de falla de Mohr-Coulomb (Lunder, 1994). Ambas fórmulas usan el término de confinamiento de pilar promedio como se describe posteriormente. Se analizó la base de datos combinada a fin de determinar si cualquier método pasado podía aplicarse con éxito a la base de datos combinada. Se determinó que estos métodos históricos no podían representar adecuadamente la base de datos combinada en todo el rango de tasas de anchura/altura de pilares (Lunder, 1994). Para cada una de las bases de datos descritas anteriormente se derivaron constantes individuales lineales del efecto de forma. Estos valores permitieron la asignación de un factor de resistencia que se usó para corregir (es decir, escalar) la resistencia compresiva no confinada del material de pilar intacto a la resistencia compresiva no confinada de tamaño total del pilar. Este valor es el término “tamaño” de la Ecuación 5.11, donde la

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles resistencia compresiva no confinada de tamaño total de un pilar de mina puede representarse por ≈44% de la resistencia compresiva no confinada del material de pilar intacto (Lunder, 1994). En el pasado la resistencia de pilares ha sido extensamente relacionada con la tasa de anchura/altura del pilar. Sin embargo, se sabe que la resistencia de una masa rocosa es función de los esfuerzos aplicados y confinantes. Usando el modelado de elemento de límite elástico bidimensional, se determinó que existe una relación entre la tasa de anchura/altura del pilar y un término denominado el “confinamiento promedio de pilar” y representado por el símbolo Cpav. El confinamiento promedio de pilar se define como la tasa del esfuerzo de pilar menor promedio (σ3) y el esfuerzo de pilar mayor promedio (σ1). Estos valores se miden a media altura del pilar. La Ecuación 5.12 es la relación que se determinó para relacionar la tasa de anchura/altura de pilar con el “confinamiento promedio de pilar”. El valor de “coeff” en la Ecuación 5.12 depende de la tasa de extracción en la vecindad del pilar. Para tasas de extracción típicas en minas subterráneas de roca dura, se ha determinado que un valor de 0.46 para “coeff” es aceptable con menos de 10% de error (Lunder, 1994): Log Cpav = coeff

w ----- + 0.75 h

1.4 w

(5.12)

h

donde Cpav es el confinamiento promedio de pilar Coeff es el coeficiente de confinamiento de pilar y se fija en 0.46 w es la anchura del pilar (m) h es la altura del pilar (m)

Lunder (1994) determinó una fórmula de resistencia modificada,”la fórmula de confinamiento”, que se asemeja al criterio de resistencia de Mohr-Coulomb, para representar la base de datos combinada con un éxito de predicción que tiene una tasa ligeramente mayor de predictibilidad (87% versus 85%) que la fórmula de “log-potencia”. La “fórmula de confinamiento” está representada por la Ecuación 5.13. Se han determinado que las constantes empíricas que representan propiedades de masa rocosa para C1 y C2 son 0.68 y 0.52, respectivamente. En la Figura 5.46 se presenta gráficamente método junto con todos los casos de historia de la base de datos combinada. La diferencia fundamental entre la “fórmula de log-potencia” y la “fórmula de confinamiento” es que la última se basa en la teoría de la resistencia de una masa rocosa, mientras que la “fórmula de log-potencia” es una fórmula puramente empírica para la cual se han determinado parámetros que encajen en la curva. La resistencia de pilares en la “fórmula de confinamiento” es gobernada por el término de fricción de pilar de mina “kapa”, según se define en la Ecuación 5.14, que es función de los esfuerzos aplicados y confinantes sólo sobre el pilar: Ps = (k σc) (C1 + C2 kapa) (5.13) donde: Ps es la resistencia del pilar (MPa) k es el factor de tamaño del pilar = 0.44

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles σc es la resistencia compresiva sin confinar del material del pilar (en MPa para una muestra de 50 mm de diámetro) C1 y C2 son constantes empíricas de masa rocosa (0.68 y 0.52, respectivamente) Kapa es un término de fricción de pilar de mina, calculado como sigue:

kapa = tan

Cos ccs -1

1 - Cpav --1 + Cpav

(5.14)

donde Cpav es el confinamiento de pilar promedio y definido por la Ecuación 5.12.

FIGURA 5.46 Gráfico de estabilidad de fórmula de confinamiento trazado con todos los casos de historia de las bases de datos combinadas.

A las líneas que dividen cada una de las clasificaciones de estabilidad de pilares se les ha asignado un factor de seguridad. Esta asignación se basa en la suposición de que la línea que divide los pilares inestables y fallados tiene un factor de seguridad de 1.0. Usando esto como línea de base, se determinó que la transición de condiciones inestables a condiciones estables de pilar tendría un factor de seguridad calculado de 1.4 (Lunder, 1994). A fin de utilizar con confianza las pautas de diseño desarrolladas, el método debe calibrarse a las condiciones existentes. La calibración se logra mediante la observación de las condiciones de pilares existentes y valores de esfuerzo calculados. Si los pilares observados no están en la región correcta de los gráficos de estabilidad de pilares, se

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles requiere modificar los parámetros de entrada. La modificación puede ser a los valores que se usan como entrada para la determinación de esfuerzos (los valores de esfuerzo in situ) o la resistencia compresiva no confinada del material de pilares de modo que los pilares usados para la calibración caigan en la región correcta de los gráficos de estabilidad de pilares. La Figura 5.47 muestra la base de datos canadiense de Lunder y más de 50 puntos de la mina McArthur River (MRM) en Australia (Schubert y Villaescusa, 1998).

FIGURA 5.47 Gráfico de estabilidad de pilares – datos de Lunder y MRM.

Los resultados de MRM confirman la generalidad del método. Los datos sugieren que para una tasa de σc/σp menor de 2, la mayoría de pilares son inestables, a pesar de la tasa W/H de pilares. Además, cuando la tasa σc/σp es mayor de 5, aún pilares más esbeltos son estables. Esto apoya los cambios sugeridos anteriormente para el factor A en la Figura 5.12.

5.5.5 Modelado Numérico para Diseño de Pilares Para el diseño de pilares pueden usarse tanto modelos numéricos tridimensionales lineales elásticos como no elásticos. Para el análisis elástico lineal, las geometrías de tajeo tridimensionales pueden representarse en casi cualquier detalle incorporando el secuenciamiento. Los modelos elásticos generalmente se corren como modelos de un solo material pues la incorporación de materiales geológicos múltiples generalmente tiene efecto limitado en el resultado de esfuerzo final. Algunos modelos permiten la inclusión de un número limitado de discontinuidades geológicas mayores. Los programas MAP3D (Wiles, 2006) y Examine3D (Eoscience Inc, 1990) son típicos del software de análisis numérico elástico tridimensional disponible. La salida de dichos modelos por lo general es

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles relativamente sencilla de interpretar y a menudo se exhiben los contornos del esfuerzo principal y el factor de seguridad (Figura 5.48). Si bien los modelos elásticos tridimensionales proveen una representación razonable de la redistribución de esfuerzos resultante del proceso de tajeo, muchos pilares están sujetos a grados variables de falla, particularmente en las caras expuestas del pilar, y la redistribución de esfuerzos resultante en el núcleo del pilar no puede simularse a menos que se usen modelos no lineales para analizar las respuestas de los pilares cedentes. En consecuencia una de las mejoras más significativas en el diseño de minas ha venido del paso al modelado numérico calibrado multi-escala no lineal. La deformación gruesa simulada a escala de secuencia de tajeo global puede usarse para proveer las condiciones de límite para un modelo de escala de longitud de tajeo más pequeño que incorpore más propiedades detalladas de material incluyendo redes de fractura discretas (Beck et al., 2010).

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FIGURA 5.48 Esfuerzo principal mayor y factor de resistencia para el pilar de 30 m de ancho de la mina Eloise Deeps usando el programa MAP3D. (a) Vista longitudinal de esfuerzos principales menores y mayores. FIGURA 5.48 (Continuación) Esfuerzo principal mayor y factor de resistencia para el pilar de 30 m de ancho de la mina Eloise Deeps usando el programa MAP3D. (b) Vista longitudinal y de planta del Factor A de Resistencia.

Con frecuencia se usa el análisis masivo, suavizador de deformación y dilatante para el diseño y análisis de tajeo de multiescala. La más grande mejora ha sido la racionalización del empleo de submodelos, que tienen la capacidad de replicar correctamente los

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles desplazamientos observados en todas las escalas de longitud. Una consecuencia inmediata es la capacidad de usar la velocidad y el desplazamiento como criterios de inestabilidad (ver la Sección 5.4.2). Los mecanismos de daño y deformación que afectan la estabilidad en cada secuencia de tajeo pueden entonces capturarse con éxito. Actualmente el modelado tridimensional no lineal puede efectuarse usando diversos programas de elemento finito disponibles comercialmente tales como el programa Abaqus. Otros programas especializados tales como FLAC3D (diferencia finita tridimensional) y 3DEC (elemento distinto tridimensional) también están disponibles. Cada una de estas técnicas puede ser muy útil dependiendo del problema específico a resolverse. Por ejemplo, si la naturaleza del problema involucra deslizamiento en estructuras geológicas mayores que intersectan al pilar, entonces un programa de elemento distinto tal como 3DEC puede proporcionar la herramienta de análisis apropiada. En los casos donde la falla de plasticidad general (chancado) es dominante, un programa tridimensional continuo puede proporcionar la herramienta de análisis más adecuada. Sin embargo, en todos los casos la clave del éxito de la predicción del comportamiento de la masa rocosa es la capacidad de cuantificar la falla de la masa rocosa y su comportamiento después de la falla. Se requiere la selección de un modelo constitutivo no lineal realista para proveer la relación entre los esfuerzos y las deformaciones que pueda ser sustentada por una masa rocosa dura fracturada. Sin embargo, el desarrollo detallado de dicho tema está fuera del alcance de este libro.

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6 Perforación y voladura

6.1

Introducción

La perforación y voladura en tajeo abierto por subniveles implican la interacción de la masa rocosa, los patrones de barrenos, los tipos de explosivos y las secuencias de iniciación. El rendimiento se mide en términos de seguridad, fragmentación rocosa, características de la pila de escombros, estabilidad de los muros de tajeo y los daños ocasionados a las zonas circundantes y al equipo. (Figura 6.1). El objeto del proceso de diseño de voladura es determinar el número, la posición y la longitud de los taladros requeridos con respecto al desarrollo disponible y a los linderos de tajeo, mientras se toma en cuenta la forma del yacimiento, las condiciones del terreno, las aguas subterráneas, el equipo disponible, la geometría de acceso al tajeo, tamaño del taladro y los tipos de explosivos. Además, el objetivo económico es lograr la fragmentación deseada (con el mínimo daño a los muros de tajeo expuestos y a los accesos de tajeo) usando el mínimo de explosivo, materiales y tiempo. Se deberá evitar ocasionar daños en las zonas circundantes, como son ventiladores abollados, bolsas de ventilación desgarradas, tuberías de servicio y cables eléctricos desplazados y rotos. Además, las consecuencias de fragmentación gruesa van desde la congestión en los puntos de extracción y excesiva rotura secundaria hasta la dificultad para limpiar, cargar y acarrear, ocasionando mayores costos de mantenimiento en camiones y cargadores. Los efectos de la fragmentación en submedidas son exceso de grano fino, sobrecarga en el equipo y problemas de molienda. 6.2 Perforación con Taladro Largo El tajeo abierto por subniveles requiere de un perforado preciso y eficiente de taladros relativamente largos dentro de un lindero designado de tajeo. Según las condiciones de la masa rocosa y de la geometría de tajeo, la perforación anular podría requerir que sea en la superficie del suelo, en el interior del sondeo, con anillos unilaterales y anillos completos de 360º en planos verticales, inclinados u horizontales. La perforación se logra mediante el uso de mecanismos de percusión y una adecuada presión de alimentación, con penetración de la broca que da por resultado el chancado localizado astillado de la

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Distribución de tamaños de bloques in situ Discontinuidades geológicas Puentes rocosos intactos

+ Energía de voladura Expansión de gases Vibración Precisión de perforado Fuerza explosiva Confinamiento Distancia de seguridad

Fragmentación Forma de la pila de escombros, soltura, y facilidad para desescombrar

+ Daños Inestabilidad, dilución, chorro de aire

FIGURA 6.1 El proceso de perforación y voladura con tajeo abierto por subnivel.

interfaz de la roca-broca. Además, se requiere de rotación para cambiar la posición del botón en el fondo del taladro después de cada impacto percutor de la barra de rumbo en la columna perforadora o broca. Finalmente, se requiere de enjuague para eliminar los detritos de roca y también para enfriar las herramientas de perforación (Puhakka, 1997). La perforación para taladros largos en tajeo abierto por subniveles implica el uso de mecanismos de perforación ya sea con martillo en cabeza o con barrena ITH. Cuando se utiliza una configuración de martillo en cabeza, el martillo perforador de roca o perforadora de columna permanece en la parte superior de la columna perforadora, necesitando la transferencia de la energía de impacto de la perforadora de columna a través de toda la columna perforadora para alcanzar la broca. En perforación con barrena ITH, el mecanismo de impacto está situado directamente encima de la broca y entra en la barrena como la primera pieza de la columna perforadora (Hamrin, 1993). Por lo tanto, la energía de impacto se transfiere a lo largo de una menor distancia de la columna perforadora antes de alcanzar la interfaz roca-barrena. El diámetro mínimo de barrena y la exactitud de sondeo requerida determinan el tipo de configuración de perforación adecuado para cada aplicación. La perforación por percusión está restringida por la habilidad que tiene una barrena para transmitir energía. Las capas se pueden deteriorar cuando se someten a energía excesiva

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles durante la transmisión de fuerza de impacto. En consecuencia, se deberá establecer ajustes de presión de la percusión tomando en cuenta las tasas de penetración y la economía de barrenas. Se pueden determinar las presiones de alimentación óptimas para un tipo especial de roca según las observaciones de las tasas de penetración, el desgaste de la barrena o broca y del acero (Puhakka, 1997). Las fuerzas de alimentación excesivamente altas no necesariamente consiguen mayores tasas de penetración (Schunnesson y Holme, 1997). Un problema que se experimentó con fuerzas de alimentación excesivas durante la perforación fue la flexión de los aceros de barrenas produciendo un incremento en la desviación de los barrenos. 6.2.1 Perforación con martillo en cabeza La perforación con martillo en cabeza se basa en la transferencia de energía percutora (torque e impacto) en la interfaz roca-barrena de sondeo por medio de las varillas de perforación. Esta energía se genera por un pistón en la perforación de rocas utilizando medios neumáticos y electrohidráulicos. La barrena no contiene partes móviles y simplemente se enrosca en el extremo de la barra de perforación. La velocidad de penetración de la barrena es una función de la fuerza de impacto transferida, la frecuencia de soplado, la velocidad de rotación y la eficiencia de enjuague (Puhakka, 1997). Las pérdidas de energía a lo largo de la columna perforadora se incrementan con la profundidad de la perforación, reduciendo por tanto las tasas de penetración. El diámetro del taladro para perforaciones producidas utilizando martillo en cabeza varía de 51 mm a 127 mm con largo de taladro limitado a 50 m (utilizando un diámetro de taladro de 127 mm) debido al peso de la columna perforadora y a la capacidad del polvorín de tubos (Hamrin, 1993). Sin embargo, en la mayoría de los casos, la longitud del taladro es por lo general menor de 35 m debido a limitaciones en la precisión de perforación. Los aparejos de los martillos en cabeza tienen perforadoras de columna adecuadas para una pequeña gama de diámetros de taladros y un aparejo típico es solamente capaz de cubrir una dispersión de 50 mm entre los diámetros de taladros mínimo y máximo. Para una perforación de diferente tamaño, podría ser necesario cambiar la perforadora así como también la columna perforadora y las bombas hidráulicas. 6.2.2 Perforación con Barrena ITH En este método de perforación, el martillo percutor está situado dentro del taladro directamente encima de la broca. La barrena es una continuación de la espiga en la cual impacta directamente el pistón de perforación. En consecuencia, durante el proceso de perforación se pierde poca energía y las tasas de penetración son casi constantes independientemente de la profundidad del taladro. La perforación con barrena ITH es típicamente aplicable sólo para los taladros de mayor diámetro debido al espacio que se requiere para alojar el elemento percutor en el taladro y el diámetro incrementado de la columna perforadora. Las direcciones de perforación están limitadas logísticamente a taladros subhorizontales a verticales en el interior del sondeo debido a las dificultades inherentes a la carga de explosivos en taladros en la superficie del suelo de mayor

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles diámetro. La ventaja principal de la perforación con barrena ITH de taladro largo es la precisión mejorada del taladro en comparación con la efectuada con martillo en cabeza. Esto es de suma importancia en el tajeo abierto por subniveles donde la habilidad de perforar con precisión taladros largos, de gran diámetro permite mayores distancias entre los subniveles, reduciendo por lo tanto los costos de acceso al desarrollo del tajeo. Los tamaños de taladro comúnmente utilizados para perforación con barrena ITH varían de 85 mm a 215 mm, con taladros que se extienden hasta 60 m de largo. Una desventaja de la perforación con barrena ITH es que probablemente se alcanzan bajas tasas de penetración, en comparación con la técnica de martillo en cabeza. Además, la necesidad de un gran compresor separado da por resultado una reducida movilidad del equipo. Sin embargo, la perforación con barrena ITH es la única técnica capaz de perforar taladros muy largos con precisión satisfactoria. Otra ventaja de la perforación con barrena ITH es que todos los diámetros especificados se pueden perforar utilizando solamente un equipo de perforación ya que el martillo ITH se puede intercambiar con un martillo del diámetro requerido, manteniendo la columna perforadora existente. 6.2.3 Selección del Equipo de Perforación Durante la selección del equipo de perforación se requiere de consideraciones en cuanto al esquema general de la mina incluyendo cualquier necesidad especial de perforación. El equipo debe ser móvil y versátil, ya que es muy probable que realice varias tareas mientras se desplaza a diferentes lugares en un periodo de tiempo razonable. Las tareas típicas pueden comprender la perforación de taladros de largo variable, de múltiples diámetros, de diferentes ángulos de buzamiento y volteo y en la superficie del suelo o en el interior del sondeo. En todos los casos, la selección de la combinación barra-barrena más resistente en un acero de perforación es crítica para minimizar la desviación del taladro. La Tabla 6.1 muestra algunas combinaciones adecuadas de diámetros de barrena y barra para columnas perforadoras de taladro largo para perforaciones de producción en tajeo abierto por subniveles. Otras capacidades que requieren ser consideradas durante la selección de aparejos incluyen los vehículos de transporte montados sobre orugas o ruedas y la selección de una grúa capaz de completar un anillo de 360º mientras se inclina hacia atrás y hacia adelante. Otras consideraciones son la selección de un sistema de alimentación que pueda proporcionar una fuerza de alimentación adecuada y pareja en todas las presiones de alimentación (para asegurar que se perforen taladros más rectos), la selección de un cambiador de barra adecuado, tipo de barrena, forma y configuración del cortador, tipos y acopladores de barra de perforación y cualquier elemento estabilizador adicional de la columna perforadora, como son tubos o guías. Un factor de operación importante es la velocidad de enjuague del aire/agua/aceite requerido para eliminar los fragmentos de roca de la cara de la broca e impulsarlos fuera del barreno. El sistema de perforación ITH usa tubos de gran diámetro que producen… TABLA 6.1

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Selección de las combinaciones de columna perforadora para perforación con taladro largo Diámetro del taladro/barrena (mm)

Diámetro de la barra (mm)

Diámetro del tubo (mm)

pequeñas aperturas entre los tubos y el muro del taladro. Dato que se bombea un volumen constante de aire hacia abajo por la columna para hacer funcionar el martillo, se alcanzan altas velocidades de aire con capacidades excelentes de enjuague. Por otro lado, la perforación con martillo en cabeza utiliza columnas de pequeño diámetro que producen bajas velocidades de enjuague debido a la gran apertura entre el acero para barrenas y la pared del agujero. Sin embargo, si se utiliza una columna compuesta de tubos de perforación, pueden mejorarse las capacidades de enjuague de un martillo en cabeza. Además, se puede minimizar la desviación del barreno.

Para taladros de diámetro similar, el costo inicial de un equipo de perforación de martillo en cabeza es por lo general mayor que el de un equipo ITH. Sin embargo, para taladros de longitudes cortas de pequeño diámetro, la alta productividad que se alcanza con el equipo de perforación de martillo en cabeza asegura que siga siendo competitivo. Es resumen, la decisión en cuanto a cuál de los métodos usar depende de muchos factores, algunos de los cuales serán específicos para el lugar. Generalmente, las principales consideraciones son la profundidad de los taladros y las exactitudes requeridas, con preferencia de la perforación ITH para taladros de longitud que supere los 35 m. En cambio, para taladros cortos y de diámetro pequeño, es apropiado el equipo de perforación de martillo en cabeza. 6.2.4

Desviación de la Perforación

La desviación del taladro se define como la diferencia entre la trayectoria diseñada de un barreno y su trayectoria real. La desviación total de una ubicación planeada se puede atribuir a tres factores. Estos son el posicionamiento incorrecto de la boca, el error de alineamiento de perforación, y la desviación ITH de la trayectoria planeada (Figura 6.2). La importancia de cada una de las tres fuentes de error depende de las propiedades de la roca y de la geometría de la voladura, el tipo del equipo de perforación, las especificaciones de la barrena y barra y los parámetros de operación de la perforación (Kleine et al., 1992).

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FIGURA 6.2 Tipos de desviación en perforación con taladro largo. Desviación de perforación (diámetros equivalentes de taladro, m) Profundidad perforada (diámetros equivalentes de taladro, m) Error de colocación de boca Error de colocación Error de curvatura Error total

Los primeros dos tipos de errores son por lo general de naturaleza aleatoria, y pueden minimizarse por medio de procedimientos adecuados de marcado y perforación. La desviación ITH es la curvatura de los taladros conforme se perforan y está en función de las fuerzas que actúan en las columnas perforadoras y en la flexibilidad de las mismas. El tercer tipo de error puede estar compuesto del efecto ya sea de cada uno o de los tipos de errores anteriores conduciendo a un error total agregado mayor que cualquiera de los tres por si solos (Kleine et al., 1992). 6.2.4.1. Posicionamiento de la Boca

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Un error de posición de la boca surge de la ubicación inexacta del equipo antes de la perforación. Por lo general, las posiciones de la línea central de impulsión y del anillo están marcadas en los techos o en los muros de una galería de perforación ya sea por el departamento de estudios mineros o por los perforistas. Las posiciones de la boca en los taladros dentro de cada anillo individual pueden pintarse en el suelo, en las paredes o techo y estar espaciadas utilizando una cinta métrica. El equipo se posiciona entonces entre las marcas del anillo y se procede a la perforación sobre las bocas marcadas. Para equipos de perforación modernos controlados por computadora, la ubicación de la boca de perforación puede maximizarse posicionando el equipo en el punto de pivote designado en el impulsor de perforación. Se identifican entonces las posiciones de la boca del taladro mediante un ángulo de buzamiento y volteo según se haya perforado desde el punto de pivote especificado.

Los errores en el posicionamiento de la boca son independientes del diámetro y largo del taladro y del equipo de perforación utilizado. Los errores se pueden determinar comparando las ubicaciones reales de la boca con las ubicaciones planeadas de la misma (Figura 6.3). En esta figura, las ubicaciones planeadas de las bocas de perforación están representadas por la intersección de los dos ejes, mientras que las ubicaciones reales de las bocas están representadas por cada uno de los puntos en el gráfico. Los datos sugieren que existe un error menor en la dirección norte-sur que en la dirección esteoeste. En este caso particular, los errores en una dirección norte-sur están minimizados al marcar cada posición del anillo en ambos muros del impulsor de la perforación. Los errores en una dirección este-oeste son causados por una ubicación deficiente en cada boca individual en el anillo.

(vertical) Norte (m)

Este (m)

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles FIGURA 6.3 Error de colocación de la boca debido al posicionamiento deficiente del equipo de perforación.

Por lo tanto, para minimizar dichos errores se requiere de buenas superficies de perforación y de marcaciones precisas de cada boca individual. El control de calidad durante el proceso de diseño de barrenos y la colocación del equipo de perforación es la manera más simple de reducir los errores de posicionamiento de las bocas. Sin embargo, esta es la solución potencialmente más difícil de implementar de manera coherente, ya que depende de la actitud y procedimientos de trabajo realizados por los perforistas. Los errores de disposición aumentan con el aburrimiento de los perforistas y se agravan cuando a los perforistas se les paga bonificaciones por largo metraje. Se sabe que si existe un componente de calidad como parte de los salarios se reduce este tipo de error, ya que las faltas de precisión en la perforación se pueden considerar como un síntoma de un “problema humano”, causado por lo general por un problema de gestión subyacente. También se han identificado problemas relacionados con el diseño cuando se utilizan patrones de perforación controlados por computadora (Fleetwood, 2010). Si la elevación real del suelo es diferente de aquella usada en el diseño, aumentan los errores de ubicación de la boca del agujero. Esto se presenta típicamente cuando el suelo de la galería está suelto por fractura excesiva por voladura durante el desarrollo y los suelos se limpian antes de realizar la perforación para facilitar la ubicación de la boca. Este cambio en la elevación del suelo no se toma en cuenta en el diseño del barreno que se usa en los estudios laser de impulsión iniciales para los diseños de ubicación de la boca. 6.2.4.2 Alineamiento del Barreno El error de alineamiento del barreno surge durante el emplazamiento del brazo de perforación, de manera que la orientación inicial de los barrenos no coincide con el diseño. Un cambio del diseño ya sea en el rumbo o buzamiento del eje causará una desviación de perforación que aumentará conforme progresa la trayectoria de perforación. Este error se puede detectar ya sea monitoreando los ángulos iniciales de colocación de la perforación o mediante cálculos a partir de mediciones de estudio en el subsuelo dentro de los 2.5 m iniciales desde la boca del taladro. En los primeros 2.5 m no se espera encontrar ni una pequeña o desviación alguna debido a la curvatura de la columna perforadora. El error de alineamiento se puede calcular como el ángulo sólido entre el rumbo o buzamiento del eje planeado y el rumbo o buzamiento estudiado (Figura 6.4).

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FIGURA 6.4 Ángulo sólido entre una trayectoria de perforación y una trayectoria diseñada. Planeado (P) Perforado (D) Y (norte) X (este) Boca Z (elev)

El ángulo sólido se puede calcular desde el producto escalar de los vectores unitarios de los cosenos de dirección de los taladros planeados y de los taladros perforados (véase la ecuación 5.3). Datos de estudios extensivos desde un número típico de operaciones de tajeo por gradas en Australia indican que los ángulos sólidos promedio de alrededor de 2º son típicos. La desviación estimada debida a desalineamientos del anillo de un ángulo sólido como tal es un muy significativa ±3.5%.

La experiencia sugiere que adicionalmente al posicionamiento incorrecto de la perforación, las superficies irregulares de perforación también contribuyen a este tipo de error. Los errores en azimut están relacionados con errores en el burden, los cuales se

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles pueden minimizar con el uso de alineamiento laser del anillo. El desalineamiento de buzamiento está relacionado con desviaciones en el espaciamiento del fondo, donde el retroceso del brazo al momento de colocar la boca también contribuye al error. En general, la estabilidad del brazo puede mejorarse con el uso de “aguijones” suficientemente largos capaces de alcanzar tanto el suelo como el techo de los impulsores de perforación o por medio de un estabilizador en forma de “herradura” en el brazo. El uso de péndulos electrónicos o medidores digitales de la inclinación pueden ser útiles para monitorear el alineamiento del brazo durante el perforado. (Hamrin, 1993).

El alineamiento convencional de perforación anular consiste en alinear el brazo del equipo de perforación a ojo, a un par de marcas pintadas en cada lado del impulsor de perforación definiendo los planos de los anillos. Esta técnica está sujeta a errores de marcado y organización y la desviación del plano de diseño podría ser alta debido a que los diferentes perforistas alinean el equipo de perforación desde posiciones ligeramente diferentes. Una alternativa es establecer una técnica de alineamiento longitudinal en la cual se utilicen rayos laser para ubicar el equipo de perforación paralelo a la línea central del impulsor (Figura 6.5). Se estudian con exactitud un conjunto de objetivos adecuados en la posición en cada extremo de los impulsores de perforación, permitiendo el alineamiento del equipo gracias a los rayos laser. Los resultados del estudio de los taladros indican que el error de alineamiento de rumbo se puede reducir hasta casi 5º utilizando esta técnica. Se pueden añadir equipos láser adicionales perpendiculares al anillo según las especificaciones de las marcas en los muros.

6.2.4.3 Desviación ITH La desviación ITH está relacionada con la curvatura del barreno y ocurre cuando la barrena se desvía de la trayectoria recta al perforar a través de una masa rocosa.

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FIGURA 6.5 Alineamiento longitudinal del equipo de perforación utilizando equipo láser. Tajeo relleno Línea del anillo Equipo de perforación Rayo laser Objetivos

La curvatura de los barrenos es una función de factores no controlables (propiedades de la roca y características geológicas) así como los parámetros de operación de perforación como el empuje y torque y las especificaciones de la barra y barrena (Kleine et al., 1992). Las desviaciones de la barra son causadas principalmente por las fuerzas que actúan en la columna perforadora y también debido a la flexibilidad de la columna perforadora. La flexibilidad depende de la rigidez de la barra, que es una función de la estructura física y de la relación longitud activa de la columna perforadora y diámetro (l/d).

Conforme aumenta la flexibilidad de la columna perforadora y/o aumenta el anillo (diferencia de área entre la barra y la barrena), existe mayor posibilidad de desviación ITH. En las primeras etapas de perforación, la flexibilidad de la columna perforadora (referida a la relación l/d) es baja. Conforme avanza la perforación y la relación aumenta, también lo hace la flexibilidad, y es más probable que aumente la curvatura. Adicionalmente, columnas más flexibles ofrecerán menor resistencia a los cambios de carga lateral en la barrena. Esto puede presentarse cuando la barrena perfora a través de tipos de roca con resistencia o rigidez diferente. Cada cambio en las cargas laterales ocasiona que la barrena perfore en una dirección ligeramente diferente, contribuyendo así a la desviación. En consecuencia, para minimizar la desviación ITH, es importante utilizar barras rígidas para evitar la flexión así como la elección de una adecuada combinación de barra y barrena. Para una determinada de longitud de taladro y diámetro de barrena, las barras de menor diámetro tienen menor espacio en el cual flexionarse en un barreno. Por tanto, es de esperar que la combinación de una barra de velocidad T45 y una barrena de 76 mm pudieran perforar taladros más rectos que una barra T45 y una barrena de 89 mm. En ambos casos, la flexibilidad es la misma; sin embargo, la combinación barra T45- barrena 76 mm tiene un anillo más pequeño, lo cual reduce la desviación en el taladro. Un problema con un anillo menor es que los acoplamientos de la barra podrían quedar entrampados si es que la barrena de desgasta o caen rocas detrás del acoplador. La

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles flexión de la columna perforadora también se puede reducir con el uso de tecnología de perforación tubular. Por tanto, es de esperar que una combinación de tubo de 64 mm y barrena de 76 mm desvíe menos que una combinación barra T45-barrena de 76 mm debido al aumento en la rigidez proporcionada por los tubos. La magnitud y la orientación de la desviación ITH se puede calcular utilizando el análisis vectorial tridimensional. La desviación ITH se analiza considerando tanto la trayectoria de perforación planeada y la trayectoria real estudiada según se aprecia a continuación (véase Figura 6.4). P es el vector unitario en la dirección de los taladros planeados cuyos cosenos de dirección son Px, Py, y Pz tal como se definen en la Figura 6.4. Si las coordenadas de un punto estudiado S a lo largo de un taladro son ,

,

(6.1)



Un vector general en un taladro planeado está dado por ,

,



(6.2)

Donde t es un parámetro real.

La distancia del punto estudiado S al taladro planeado es la longitud del vector

precisamente cuando el vector TS es perpendicular al taladro planeado, es decir, cuando el producto escalar del vector TS y el vector unitario P es cero:

Esto implica

Por lo tanto, la distancia d desde el punto estudiado S al taladro planeado, que es la desviación ITH, está dada por

donde t está dado por la Ecuación 6.5.

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La orientación promedio de la desviación para cada profundidad estudiada a lo largo de un taladro perforado se puede estimar por medio de un método sugerido por Priest (1985). Primero, cada punto estudiado se puede representar por medio de un vector unitario centrado en el origen del sistema de coordenadas que se muestra en la Figura 6.4. Las coordenadas X, Y, Z del punto terminal del vector iº está dado por

donde y son la tendencia y el buzamiento del eje del taladro perforado en el punto de medición. Las coordenadas X, Y, Z del punto terminal de la desviación del taladro resultante o promedio están dadas por

La tendencia (

) y el buzamiento (

) de la desviación promedio están dadas por

y

donde el término q es un ángulo que, dependiendo del signo de rx y ry, asegura que quede en el cuadrante apropiado. Si (rx 0 y ry 0), entonces q=0 y cuando (rx0), entonces q=0, de lo contrario, q= .

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles La desviación ITH calculada a partir de los datos estudiados de un número de combinaciones de columnas perforadoras y de barra y barrenas puede analizarse para diferentes largos de taladro para determinar la profundidad crítica de cada combinación barra-barrena. La Figura 6.6 presenta la comparación de la desviación promedio con profundidad desde tajeo por gradas en el fondo del taladro utilizando un martillo en cabeza Atlas Copco Simba H221 dotado de barras de velocidad T38 y T45. Cada taladro fue estudiado en profundidades de 2.5, 5, 10 y 15 m.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles FIGURA 6.6 Ejemplo de desviación promedio para diferentes columnas de perforación. Profundidad (m) Desviación de perforación (m)

Las desviaciones de la barra desde el collar a una profundidad de 10 m para las tres combinaciones se diferenciaban sólo ligeramente, con una desviación absoluta de aproximadamente 0.2 m. Sin embargo, se encontró una diferencia significativa a 15 m, donde la columna perforadora más recta eran barras T45 con una barrena de 76 mm. Se observó una desviación promedio de 0.28 m con una desviación estándar de 0.09 m. La combinación de peor desempeño fue la de barras T45 junto con barrenas de 89 mm que dieron por resultado una desviación promedio absoluta de 0.60 m con una desviación estándar de 0.26 m. Comparativamente, para esta operación particular de perforación se determinó un error promedio de posición de la boca de 0.24 m con una desviación estándar de 0.15 m. Adicionalmente a los valores de desviación promedio, se deberá considerar la distribución individual de desviación de los taladros desde un diseño objetivo. La Figura 6.7 muestra una comparación de distribución de desviación a una profundidad de taladro de 10 m para cada una de las combinaciones de la columna perforadora. Se encontró en este sitio una tendencia definitiva de los taladros a desviarse en dirección este-oeste (espaciamiento del fondo) y la combinación de la columna T45-89 mm fue la de peor desempeño.

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FIGURA 6.7 Desviación de la perforación a una profundidad de taladro de 10 m para diferentes combinaciones de columnas perforadoras. ∆ hacia el norte (m) ∆ hacia el este (m)

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FIGURA 6.8 Desviaciones de perforación para diferentes profundidades de taladro. Desviación norte (m) Desviación este (m) Promedio

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Desviación a 8.5 m de profundidad Desviación a 15 m de profundidad Desviación a 20 m de profundidad

La Figura 6.8 presenta una comparación de desviación promedio con profundidad desde tajeo por gradas en el fondo del taladro utilizando un martillo en cabeza Atlas Copco Simba H221 dotado de barras de velocidad T38. Cada taladro fue estudiado a profundidades de 8.5, 15 y 20 m. Los resultados muestran que para los taladros de 20 m de largo existía una alta probabilidad de los burden de fondo excesivamente pequeños y grandes. En este sitio en particular también se encontró en los taladros una tendencia definitiva de desviarse en dirección este-oeste.

Estudios sobre la desviación de perforación han mostrado que se puede lograr mayor precisión añadiendo barras de guía a una columna perforadora o utilizando una columna tubular. Los resultados obtenidos de un estudio titulado el proyecto “taladro recto” llevado a cabo por Atlas Copco y la mina de hierro LKAB Kiruna intentaron cuantificar los efectos del diámetro del barreno en la desviación esperada. El estudio se basó en perforación desde la superficie (longitud del barreno hasta 50 m) utilizando perforadoras de martillo en cabeza conjuntamente con columnas tubulares (Hamrin, 1993). Los resultados que se muestran en la Figura 6.9 pueden utilizarse para determinar la longitud máxima de barreno para un diámetro dado, donde la desviación objetivo para el 95% de los taladros no supere la mitad del burden anular normal.

Es importante notar que las pautas del proyecto “taladro recto” solamente son aplicables si se tienen en cuenta las condiciones asociadas con las técnicas modernas de precisión de perforación. La profundidad máxima de taladro en la Figura 6.9 se puede alcanzar mediante un equipo de perforación con los dispositivos de instrumentación angular apropiados y utilizando un sistema rígido tubular de perforación. Además, se ha asumido un error mínimo de ubicación de bocas de ±0.10 m y un error de alineamiento del equipo de perforación de sólo ±1.0%. A modo de comparación, la Tabla 6.2 muestra la datos de desviación recolectados de taladros de 89 mm de diámetro perforados con columnas tubulares de 64 mm de diámetro. Los desalineamientos promedio de rumbo y buzamiento del eje de 3.9º y 1.1º, respectivamente, se determinaron a partir de los cálculos efectuados.

Otro factor que causa desviación es el efecto de la gravedad en la barrena. Se puede experimentar un efecto péndulo en taladros largos cuando las fuerzas de gravedad que

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles actúan en la barrena causan que esta corte el fondo de la perforación, profundizando gradualmente el taladro (Figura 6.10). Para corregir este problema se han sugerido soluciones tales como el aumento en el empuje de perforación o colocación de dispositivos estabilizadores cerca de la barrena (para hacerla rotar en la orientación deseada). Un desplazamiento negativo en la Figura 6.10a significa que el taladro se ha desviado hacia el norte. Los taladros poco profundos están más cerca del diseño, pero tienden a desviarse hacia el norte, quizá debido a un error de colocación de la perforadora. El burden calculado en la Figura 6.10b muestra que todos los taladros comienzan dentro del plano correcto, pero se salen del plano por el fondo, en especial los más profundos.

6.3 Parámetros de Diseño de Voladura Las dimensiones de un patrón de taladros se deberán seleccionar de modo que sean adecuadas a las condiciones de la masa rocosa, la geometría del yacimiento, y las limitaciones del equipo de perforación. Los patrones de voladura pueden entonces ajustarse para determinar un diseño óptimo para las diferentes geometrías de tajeo tales como anillos de producción, taladros de ranuras de corte (COS), diafragma de relleno y a través de anillos cada vez más estrechos socavados (TUC). Este proceso se basa en el conocimiento acumulado de experiencias anteriores en las masas rocosas que tienen condiciones similares de resistencia y fisuramiento. Los factores considerados son el acceso a la perforación, el diámetro y largo del taladro, el burden y espaciamiento, los tipos de explosivos, y los efectos de intervalos de iniciación de cargas y secuencia. Los beneficios logrados cuando se optimiza un diseño de voladura incluyen un incremento en la estabilidad de la excavación, buena fragmentación con desgaste unitario reducido de desescombro (cargador) y mayor productividad de desescombro, voladura secundaria reducida, menos bloqueos totales de conductos de extracción y menor dilución desde las fallas de los muros de tajeo.

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FIGURA 6.9 Longitud máxima de taladro utilizando perforación de precisión. Burden nominal (m) Voladura escalonada Voladura para taladro largo Ámbito de martillo en cabeza Ámbito de barrena ITH Diámetro del taladro (mm) Límite por dispersión del taladro (m) Ejemplo: diámetro del taladro 89 mm Desviación estimada en el taladro: 2.5% Profundidad máxima del taladro: 35 m Dispersión acumulada 4.0% Desviación en el taladro 1.0% Disposición y dirección 1% de la profundidad del taladro Colocación de la boca 0.1 m

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Longitud máxima del taladro (m)

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FIGURA 6.10 (a) Desviación del taladro y (b) cálculo de burden relacionado. TABLA 6.2 (traducción) Desviación del taladro para perforaciones de 89 mm con columnas tubulares de 64 mm Identificador del taladro – Profundidad (m) – Desviación total (m) - – Desviación en el taladro (m) – Desalineamiento de rumbo (º) - Desalineamiento de buzamiento (º) … R1- barreno de ayuda … Promedio Burden (m)

6.3.1 Orientación de Perforación El tajeo abierto de subniveles presenta anillos de taladro radiales o paralelos. Los taladros radiales llegan a tocar un lindero de tajeo diseñado y por lo general se perforan desde los accesos de desarrollo de tajeo que son más angostos que los linderos de tajeo diseñados. En situaciones donde se excava un fondo a través de todo el ancho de un yacimiento, los taladros se pueden perforar paralelamente al lindero de tajeo utilizando un patrón de voladura regular (burden y espaciamiento). El tamaño y la forma de los muros de los impulsores de perforación están controlados por temas de estabilidad de la excavación y costo total de desarrollo, con condiciones de la masa rocosa que a veces previenen el uso de socavados completos en el yacimiento.

La perforación paralela a un lindero de tajeo planeado proporciona un mayor control del plano de ruptura y ayuda a minimizar el daño por voladura (Figura 6.11). Los tipos de explosivos, las densidades de carga y las distancias de separación de los taladros perimetrales se pueden modificar para minimizar el sobrequiebre. Donde existen fondos o mineral a todo lo ancho, la desviación de barreno de los taladros de penetración se puede establecer mediante inspecciones visuales. La reperforación se puede efectuar mientras el equipo está detenido en un tajeo, ahorrando así tiempo y recursos de perforación significativos. Una desventaja es el aumento de los costos de desarrollo y apoyo terrestre en una perforación. En los casos en que el acceso de tajeo

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles supera la distancia entre hastiales estable, pueden presentarse problemas durante la voladura escalonada aun si se implementan refuerzos profundos adicionales (empernado de cables).

FIGURA 6.11 Perforación típica de tajeo por gradas y patrón de carga. En los casos en que los taladros tocan fondo en un lindero de tajeo diseñado, la línea de ruptura se define por las posiciones de los fondos del taladro. Dichos patrones radiales de barrenos se perforan generalmente desde pequeños accesos de excavación. Esto disminuye los costos de desarrollo y apoyo terrestre mientras mejora la estabilidad de los accesos de perforación durante las operaciones de tajeo. Una desventaja es que la perforación y voladura se tornan más difíciles, debido a que no se puede lograr una distribución uniforme de explosivos desde un patrón de taladro en abanico. Dependiendo de la resistencia de la masa rocosa, los taladros que terminan en un muro de tajeo pueden crear un perfil “diente de sierra” que podría ser inestable o conllevar a la pérdida de mineral debido a restricciones en el testero diagonal quebrado. Un control limitado en la ubicación del fondo debido a la desviación del taladro o longitud del taladro por sobreperforado puede producir cargas confinadas que ocasionen daños. Esto es particularmente cierto en un respaldo alto de un tajeo donde un solo taladro puede ser suficiente para causar una falla. Los taladros que tocan fondo en un respaldo bajo pueden causar una superficie irregular que afecta el testero de mineral quebrado en el lindero de tajeo (Figura 6.12).

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FIGURA 6.12 Taladro tocando fondo en un respaldo bajo de tajeo. En aquéllos casos donde los yacimientos de extracción son anchos, se puede lograr un acceso seguro y económico (al mismo tiempo que se proporciona alguna flexibilidad para el control de la perforación y voladura). Se pueden establecer perforaciones separadas paralelas a un esquema de tajeo para perforar respiraderos en los linderos de tajeo (Figura 6.13). Además, la carga explosiva para un patrón radial puede proyectarse para lograr una distribución más o menos pareja de explosivos para cada anillo. 6.3.2

Diámetro del taladro

El diámetro nominal del taladro (d) se define como el diámetro de una barrena nueva del tamaño especificado. Es uno de los factores más importantes en el diseño, ya que la mayoría de los demás parámetros de voladura están geométricamente relacionados con el diámetro del taladro. Los diámetros de taladro utilizados en tajeo abierto pueden variar desde 51 a 200 mm dependiendo de la distribución geométrica del tajeo (dimensiones del tajeo y longitud máxima del taladro), condiciones de la masa rocosa y el equipo de perforación disponible.

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FIGURA 6.13 Perforación paralela a un lindero de tajeo en un gran yacimiento tabular.

Los taladros de gran diámetro realmente disminuyen el costo específico de perforación (dólares por metro cúbico de roca volada), a la vez que mejoran la precisión de perforación. Una desventaja de los taladros de gran diámetro es la posibilidad de crear mayor daño a la roca circundante debido a un aumento en la concentración de material explosivo. Además, la uniformidad de la fragmentación rocosa resultante puede verse afectada debido a altos factores de carga distribuidos de manera deficiente a través del volumen que se ha volado. Otra desventaja es la dificultad inherente de la carga convencional de explosivos en taladros de gran diámetro desde la superficie. En general, se puede lograr una fragmentación similar con diferentes tamaños de taladros en una masa rocosa homogénea, siempre que el patrón de voladura (burden, espaciamiento, longitud sin carga, etc.) se ajuste para adecuarse a las condiciones geotécnicas locales. El factor de carga resultante (distribución explosiva) en partes diferentes de un tajeo debieran analizarse para evitar concentraciones de carga excesiva o inadecuada, especialmente en regiones de alto índice de

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles perforación. Sin embargo, el daño más allá de un esquema de tajeo diseñado se incrementará necesariamente con tamaños de taladros más grandes a menos que las separaciones de los taladros o los largos de taladros se ajusten adecuadamente. Además, es necesario considerar las condiciones reales de la masa rocosa ya que el terreno accidentado puede excluir el uso de taladros más pequeños debido al cierre del taladro o al corte excesivo, que causa pérdida de taladros. Los intervalos de subniveles también están relacionados con el diámetro del taladro, ya que se debe llegar a un acuerdo entre las capacidades del equipo de perforación para minimizar la desviación de los barrenos y el costo de desarrollo de acceso a los subniveles. Con un diámetro reducido de taladro se puede experimentar una desviación de perforación excesiva en los casos en que el largo del taladro supera las capacidades del equipo de perforación. En teoría, los diseños de anillos se basan en los tamaños nominales de barrena y no reconocen el desgaste de las brocas. En la práctica, las brocas nuevas empiezan con un diámetro ligeramente más grande que el tamaño nominal de taladro y se descartan cuando llegan a un tamaño mínimo de broca. Esto significa que el diámetro real del taladro en la zona crítica del fondo podría ser considerablemente más pequeño que la boca debido a la pérdida en la longitud de corte por desgaste de la broca al perforar un taladro largo. Esto puede ser significativo en taladros largos perforados en masas rocosas altamente abrasivas, tales como aquellas con alto contenido de sílice. A modo de ejemplo, un taladro largo de 40 m perforado utilizando una broca de 140 mm nominal podría en realidad colocar las bocas con una broca de 136 mm y terminarla en 133 mm, representando una reducción en el factor de carga de aproximadamente 10% en la zona más crítica de los taladros (los fondos). De manera similar, las brocas de botones de 70 mm de diámetro nominal se desechan a 64 mm de diámetro.

Como los fondos de las cargas de los anillos son críticos para lograr una buena fragmentación y la forma final de tajeo, es necesario tomar en cuenta el impacto potencial de la reducción del tamaño del taladro en la distribución real del factor de carga. El efecto de detrimento en el factor de carga del fondo del taladro podría estar compuesto por la desviación que conllevan los burden de anillos excesivos o a espaciamiento de fondos. Sin embargo, en algunos casos, los fondos de perforación húmedos se cargan con explosivos de cartucho resistentes al agua, los cuales son más potentes que el nitrato de amonio/petróleo (ANFO), y realmente compensa un taladro de diámetro reducido en los fondos de taladro. La colocación de un detonador auxiliar en el fondo del taladro también aumenta la energía explosiva. 6.3.3 Longitud del Taladro Hay una cantidad de reglas empíricas para elegir la longitud de taladro más apropiada como una función del diámetro del taladro. Por lo general las recomendaciones se basan en estudios de desviación de perforación, tratando que las longitudes sugeridas minimicen la probabilidad de traslape en el fondo de los taladros. El mayor impacto de la desviación de los taladros se encuentra en los fondos, en los que pueden ocurrir problemas tales como “la excesiva cantidad de terreno para extraer” (debido a las grandes distancias entre los taladros) y detonaciones fuera de secuencia y por resonancia (debido al traslape de los taladros).

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles La longitud del taladro (L) constituye una función del tamaño del taladro y de la tecnología de perforación utilizada. La Tabla 6.3 muestra un rango típico de longitudes de taladros para diferentes tecnologías de perforación seleccionadas para minimizar la desviación del taladro. Representan un punto de inicio y se deben evaluar los resultados comparándolos con la experiencia local. En algunos casos, el ancho del yacimiento también juega un papel en la determinación del diámetro del taladro, ya que se puede esperar mayor daño de voladuras al perforar taladros de gran diámetro en yacimientos estrechos muy confinados. TABLA 6.3 Longitudes sugeridas de perforación en el interior del sondeo para tajeo abierto por subniveles Diámetro del taladro (mm) Burden (m) Distancia de separación Tecnología de perforación Profundidad de taladro (m) Un factor limitante en cuanto a la longitud de la perforación es la limpieza de los taladros antes de cargarlos con explosivos. Los operadores deberán preparar los taladros para colocar la carga eliminando el agua y los detritos de perforación ubicados en la base de taladros sin respiradero. Por consiguiente, se podrán encontrar algunas dificultades en los taladros de gran diámetro (es decir 140 mm) de mayor longitud de 45 m. Una solución es cargar la base 15% - 20% de taladros largos desde la superficie con un explosivo más poderoso (como puede ser emulsión a granel) para asegurar la densidad efectiva de la explosión en los fondos de los taladros donde pueden contaminarse algunos explosivos. Las perforaciones desde la superficie en tajeo abierto se perforan por lo general usando taladros de 70-115 mm- de diámetro. Por experiencia se ha observado que la carga convencional restringe las longitudes y diámetros de los taladros que pueden cargarse en forma neumática con ANFO; una longitud de taladro de 25 m constituye el límite máximo para una carga eficiente. 6.3.4 Línea de resistencia mínima de un barreno (Burden) La línea de resistencia mínima de un barreno (burden) (V) se define como la distancia entre una carga explosiva y el frente libre o la distancia nominal entre los anillos de producción. La línea de resistencia mínima de un anillo se determina por lo general desde el diámetro del taladro y constituye uno de los más importantes parámetros de diseño de voladura en tajeo abierto. La línea de resistencia mínima y su espaciamiento relacionado de la base son de importancia fundamental para la fragmentación, daño y costo de la perforación resultante. Por lo general se usan relaciones de diámetro de taladros empíricas para las operaciones de voladura en tajeo abierto por subniveles (Rustan, 1990; Heilig, 1999). Estas relaciones se basan en explosivos totalmente conectados de gran potencia y define el burden V (en metros) como una función del diámetro del taladro d (en metros), igual que en la Figura 6.14. Los valores que se basan en estas reglas empíricas pueden usarse como una primera aproximación y se perfeccionan por medio de la observación actual del desempeño de la perforación y voladura. Se puede utilizar

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles una metodología que depende de la ley o principio de uniformidad de Langefors para determinar las dimensiones de burden basado en diferentes productos explosivos para un tipo de roca dado.

FIGURA 6.14 El burden como una función del diámetro del taladro. Burden V (m) Langefors (roca sueca promedio) burden = 46d Rustan, minas de superficie Rustan, minas subterráneas Burden (V) = 11.8d 0.630 Diámetro de taladro, d (m) (6.11)

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En el que Q es la densidad de carga (kg/m) V es el burden (m) La Tabla 6.4 muestra el burden de diseño para ANFO cargados neumáticamente (densidad de aproximadamente 0.90 g/cm3) usando un rango típico de diámetro de taladros para extracción de tajeo abierto. En la práctica, el burden óptimo dependerá de las propiedades de la masa de roca y los requerimientos de fragmentación y control del sobrequiebre. Es probable que el burden en exceso produzca fragmentación gruesa, escombros más apretados y grandes sobrequiebres detrás del anillo final de taladros. Por otro lado, no contar con suficiente burden puede producir pilas de escombros en exceso no utilizables, sobrepresión de aire subterráneo excesivo y promover la interacción entre las cargas de diferentes filas. Los anillos diseñados en los bordes de la pila pueden diseñarse a 60% del burden de diseño a fin de lograr paredes limpias y minimizar las fracturas. En general, el burden de diseño puede ajustarse en ±10% para estar de acuerdo con las dimensiones del tajeo sin influenciar en forma negativa el rendimiento de la voladura. 6.3.5 Espaciamiento El espaciamiento del taladro (o fondo) (ε) se define como la distancia entre los taladros en el mismo anillo. El espaciamiento del fondo dentro de un anillo de taladros está relacionado con el burden de taladro diseñado, la geometría del yacimiento y las capacidades del equipo de perforación. Los valores del espaciamiento del fondo son por lo general mayores que los valores de burden para asegurar el fraccionamiento de rocas hacia una cara libre, en lugar del cizallamiento en forma transversal a los taladros adyacentes. Se puede variar el espaciamiento del fondo para adecuarse a las dimensiones del tajeo y permitir el escalonamiento de taladros entre las filas adyacentes. El rango típico de espaciamiento del fondo del taladro (ε) como una función de burden V está dada por (6.12) 1.15 V ‹ ε ‹ 2.0 V El valor nominal para el espaciamiento del fondo de taladros paralelos es por lo general 1.5 veces el burden. Sin embargo, el valor real depende del tipo de perforación utilizado. Los valores de separación en el rango superior se usan donde se diseñan los fondos entrelazados de los sopladores radiales de los taladros. El espaciamiento del fondo en el rango inferior se puede usar para anillos de taladros paralelos (Heilig,1999). Es posible que los espaciamientos grandes de fondos para barrenos radiales causen rotura insuficiente y daño localizado a la formación rocosa. El espaciamiento máximo del fondo no debe superar dos veces el burden del anillo de diseño. La relación máxima de espaciamiento del fondo es aplicable en los fondos de taladros largos y subparalelos de forma tal que se llega a un compromiso entre el espaciamiento excesivo en los fondos y perforación desperdiciada y espaciamiento bajo innecesario entre taladros adyacentes en una parte considerable de su longitud. Tal como se muestra en la Figura 6.15, generalmente se deja un margen (M) entre los barrenos adyacentes no entrelazados para minimizar taladros que se cruzan debido a su desviación así como también la detonación por resonancia entre taladros adyacentes.

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El máximo espaciamiento del fondo es aplicable en los fondos de taladros largos y sub-paralelos de forma tal que se llega a un compromiso entre el espaciamiento excesivo en los fondos y perforación desperdiciada y espaciamiento bajo innecesario entre taladros adyacentes en una parte considerable de su longitud. Tal como se muestra en la Figura 6.15, generalmente se deja un margen (M) entre los barrenos adyacentes no entrelazados para evitar en lo posible los taladros que se cruzan debido a su desviación así como también la detonación por resonancia entre taladros adyacentes.

FIGURA 6.15

ε: Espaciamiento del fondo M: Margen para taladros no entrelazados C: Boca sin carga Tal como se describió anteriormente, una reducción en el espaciamiento del fondo es probable que aumente la longitud de barreno sin carga dentro de un único anillo de taladros. Este aumento de costo deberá equilibrarse con el beneficio de costo de producción logrado a través de una fragmentación más uniforme de una distribución mejor de explosivos. La Tabla 6.5 enumera algunos esquemas típicos de voladura para tajeo abierto en roca dura. 6.3.6 Retacado y Longitud sin Carga La atacadura es un material inerte que se coloca en un taladro para contener la energía explosiva del gas. La atacadura también puede usarse como material inerte de plataforma entre dos cargas en el mismo taladro para que puedan detonarse en forma independiente. La atacadura cerca de la boca del taladro ayuda a contener los gases detonantes de la explosión, logrando de esta manera una mayor fragmentación. Las longitudes de atacadura en los taladros que se usan para una sola

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles voladura son a veces iguales al burden, mientras que en los taladros que se disparan repetidamente (como puede ser en un cráter vertical [VCR] en retroceso y avance de chimeneas), la longitud de atacadura se reduce para facilitar la limpieza antes de realizar la voladura de la siguiente carga (Heilig, 1999). Una práctica más común para el diseño de longitudes de atacadura apropiadas es relacionar la altura de la columna de atacadura al diámetro del taladro, considerando la experiencia del monitoreo de voladuras y observaciones posteriores a la voladura de sobreexcavación en la parte superior de la carga explosiva. Heilig (1999) sugirió que las longitudes de atacadura para los taladros individuales y para los taladros que se van a disparar nuevamente, fijados a 20 y 10 veces el diámetro del taladro, respectivamente. Además, la longitud del material de atacadura entre las plataformas dentro del mismo taladro fue sugerida como 20 veces el diámetro del taladro a fin de reducir el riesgo de detonación por resonancia y dislocación. En aplicaciones de carga de taladro húmedo, se debe aumentar la plataforma entre cargas. Se recomienda un material de atacadura de piedra de buena calidad triturado/cribado con un tamaño de partículas de aproximadamente 1/10mo del diámetro del taladro para asegurar un confinamiento adecuado. TABLA 6.5 Diámetro de Taladros de Tajeo Abierto Área de Tajeo

Diámetro de Taladro

Ranura de corte

Burden

Espaciamiento

Tipo Explosivos

Comentarios Taladros paralelos

Roza de canal (TUC) Formado a 50° Voladura primaria de anillo de tajeo

Incluye upholes cortos

Voladura terciaria de anillo de tajeo

Usado con discreción

En los casos en los que no se utiliza atacadura, las prácticas de voladura requieren que una parte del taladro permanezca sin carga alrededor de la boca donde el espaciamiento entre taladros adyacentes convergentes se convierte en menos de 1.5 burden. Esto se hace para reducir la sobrecarga alrededor de la región de la boca y para minimizar la sobrefracturación y posible pérdida de bocas de taladros adyacentes. Adicionalmente, las bocas sin carga inadecuadas puede producir sobrepresión en exceso en los trabajos subterráneos y daño al soporte en el terreno encima de la voladura. También se puede relacionar la longitud mínima sin carga (C en metros) al diámetro del taladro (d) como sigue: (6.13) C = (18 a 20) d (m)

6.4 Diseño de los Anillos Un diseño de anillos usa relaciones matemáticas y las dimensiones de tajeo y parámetros de diseño de voladura para ubicar taladros dentro de un esquema de tajeo y garantizar una distribución adecuada de los explosivos (Onederra y Chitombo, 2007). Se determina la colocación

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles de los explosivos para evitar zonas de excesiva o baja concentración de energía para facilitar el desplazamiento y rotura aceptables de roca. Un documento de diseño de anillos constituye una parte del proceso de diseño del tajeo y se emite después de finalizar un estudio del desarrollo de acceso a la perforación y antes de que el equipo de perforación se traslade al tajeo. La información general requerida para un diseño de anillo incluye el esquema y extensión del tajeo, datos geológicos, los límites de los yacimientos, los datos recogidos en el estudio para ubicar el equipo de perforación en el diseño de anillo (puntos de pivote de la perforación) e información sobre cualquier excavación adyacente o límites de la masa de relleno. Se necesita además información sobre el equipo de perforación que se debe usar y los parámetros de voladura tales como espaciamiento del fondo y burden. Se usan algoritmos modernos de diseño de anillos dentro de tres paquetes tridimensionales mineros para facilitar el ingreso, almacenamiento, recuperación, cálculo y análisis de datos. Se deben actualizar los estudios más recientes y los wireframe de acuerdo con el desarrollo elegido de tajeo antes de iniciar el trabajo de diseño de anillos. 6.4.1

Procedimiento General

El objetivo básico de un plan de diseño de anillos es proporcionar dibujos a escala de los planos de perforación, en los que se muestran las ubicaciones de los taladros con relación a los equipos de perforación, el yacimiento interpretado y los esquemas de tajeo. Asimismo, se deben considerar las restricciones de equipo, tales como los ángulos de buzamiento y de vaciado, longitudes de taladros y precisión en la perforación. Una restricción que tiene el diseñador del anillo, sin embargo, es la disponibilidad y ubicación de los accesos de perforación. Algunas veces, no es posible perforar en forma paralela a paredes críticas tales como los respaldos altos del tajeo debido a una falta de desarrollo necesario. Los ángulos de los taladros diseñados están también restringidos por los límites geológicos, las capacidades de buzamiento y vaciamiento del equipo de perforación, la compensación requerida del equipo de perforación de una pared del tajeo diseñada debido a las dimensiones del equipo y la posición del carrusel de acero de perforación, los explosivos usados y el método de carga. El ángulo de respaldo bajo el tajeo debe ser superior a 45°-50°, a fin de que el mineral fracturado pueda cargarse. Para lograr esto, puede ser necesario perforar fuera del límite del yacimiento y disponer el perímetro final del tajeo con controles de carga, que puede producir dilución o pérdida de mineral. Por lo general, un esquema de diseño del anillo está formado por secciones en cada anillo (normalmente que miren hacia el COS, escala 1:250) a través del yacimiento mostrando los siguientes detalles (Figura 6.16):

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El nombre, nivel, horizonte de perforación y nombre de la perforación

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El número del anillo y una marca de referencia (por ej. Easting y RL)

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El volumen diseñado y la forma de la roca que se va a volar

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La posición y forma de la perforadora y desescombradora

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El diámetro del taladro, longitud y orientación de los taladros que se van a perforar

Perforación y Voladura

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Figura 6.16 Vista transversal de un diseño típico de anillo.

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Las posiciones de la boca o posiciones en pivote del equipo de perforación en la perforadora

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La profundad anticipada de la perforación (si la hubiera)

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La cantidad de explosivos usada en cada taladro

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La longitud de cualquier boca sin carga

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El ángulo de inclinación si la sección del anillo no es vertical

La información adicional proporcionada con el diseño del anillo incluye

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Toneladas en el anillo

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Metros perforados y metros cargados

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Toneladas/metros perforados

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Peso (kg) de explosivo/anillo

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Peso (kg) de explosivo/tonelada

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Peso (kg) de explosivo/metros perforados

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Una planta de piso típica (usualmente a escala de 1:250 o 1:500) muestra el tajeo activo así como también el estado (extraído, actual o programado) de cualquier tajeo adyacente. Se indican también todos los desarrollos verticales y horizontales que se encuentren dentro de 20 m del esquema del tajeo. Se proporciona un plano del equipo de perforación que muestra los siguientes detalles.

Figura 6.17 Vista del plano de la planta típica de piso que muestra el desarrollo requerido.

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El nombre del tajeo, horizonte de perforación o nombre de nivel incluyendo una flecha al norte

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Los números de anillo y posición de los anillos del taladro a lo largo como una línea sin cortes

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Las líneas de la sección de alivio como líneas punteadas

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La forma y contornos del equipo de perforación

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El esquema del mineral en la elevación de la boca

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La posición de la chimenea con respecto a la ranura de corte

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La posición del COS con respecto a los anillos del taladro

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El burden de los anillos del taladro

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El burden de los taladros en el COS

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La posición de cualquier abertura vertical

Además de la sección de anillos y las vistas de los planos, se deberá emitir una nota de explicación con cada diseño de anillo que incluya la siguiente información:

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El nombre del tajeo y horizonte de perforación

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El diámetro del taladro y los burden para los anillos principales y desplazamientos de alivio de los anillos principales

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Dimensiones de la chimenea o pique ciego de taladro largo (LHW)

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Una tabla de toneladas por anillo que muestra las toneladas reales de los anillos, las toneladas acumuladas y el lugar en el que deben cargarse

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Una tabla que muestra los metros que se deben perforar, tipos de explosivos y cantidades por cada anillo

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La secuencia real de disparos dentro del tajeo

Durante la perforación de anillos, se debe mantener un registro exacto de las longitudes de los taladros, en el que se indique dónde se ha realizado la reperforación. Esto tiene especial importancia en los tajeos secundarios con la finalidad de minimizar la dilución de las masas de relleno adyacentes. Si un taladro atraviesa una masa de relleno antes de la longitud diseñada, se deberá registrar la distancia de contacto a fin de modificar la secuencia de disparos y las longitudes reales cargadas. Al programar la perforación, es mejor empezar a trabajar en el nivel superior del tajeo. La perforación debe llevarse a cabo desde la parte superior del tajeo y progresar hacia abajo a lo subniveles inferiores para evitar en lo posible que el agua, los detritos y el fango de los subniveles superiores afecten los taladros inferiores. La perforación de taladros sin respiradero requiere que se bloqueen las bocas para evitar que el lodo y los detritos de otros taladros bajen a los taladros. 6.4.2

Patrones Paralelos

La carga de taladros paralelos es un procedimiento relativamente sencillo en el cual todos los taladros dentro de un anillo contienen una longitud especificada de columna para lograr una forma de tajeo requerida (Figura 6.18). La longitud de la columna de explosivos en cada taladro no está determinada por la interacción de taladros adyacentes dentro del anillo como la carga en patrón de abanico, pero depende de la geometría del yacimiento y la forma hueca requerida después de la voladura. Todos los taladros se cargan individualmente para cumplir con el peso de carga

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles especifico por requerimientos de retardo o alternativamente, se puede introducir plataformas y retacado de acuerdo a lo requerido (Heilig, 1999). Se cuenta con amplia experiencia en la voladura de taladros paralelos, debido a que se han llevado a cabo gran cantidad de programas de investigación de explosivos en taladros paralelos a tajo abierto (Andrieux et al., 1994). Una ventaja de los taladros paralelos es que se puede lograr una distribución pareja de explosivos en todo el plano inclinado del anillo. Una limitación es el requerimiento de roza y sobrecorte del yacimiento total, limitando de esta forma los tamaños de los tajeos que puedan dispararse. Por lo general los taladros paralelos son típicos de operaciones de voladura de tajeo por gradas en las que los anchos de los yacimientos son por lo general de menos de 12-15 m.

FIGURA 6.18

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles (a) Sección transversal y (b) vista del plano inclinado de perforación de tajeo por gradas. (1) Secuencia de detonación Vacío de tajeo Respaldo alto Respaldo bajo En los casos en los que se usan patrones paralelos y perforación en el subsuelo, se perfora una fila de taladros paralelos al respiradero, permitiendo de esta forma que los taladros drenen antes de la voladura. El burden y espaciamiento pueden estar en yacimientos grandes y anchos, ya que los taladros no están restringidos como en el tajeo de venas angostas. La posibilidad de desviación de la perforación se incrementa a medida que aumenta la altura del tajeo; sin embargo la capacidad de comprobar las ubicaciones del respiradero al fondo del taladro permite ubicar las posiciones del taladro y la reperforación puede llevarse a cabo como se requiere. 6.4.3 Patrones Radiales La voladura de producción en tajeo de subniveles algunas veces requiere la perforación de taladros con un patrón radial. Los esquemas de perforación radial y criterios de carga pueden ser significativamente más complejos que aquellos que se encuentran en perforaciones paralelas. Por ejemplo, los patrones de perforación radal hacen que sea muy difícil lograr una distribución completamente pareja dentro de un anillo perforado. En realidad, el objetivo del diseño de anillos es asegurar la distribución más pareja posible, al mismo tiempo que se logra el mínimo de metros perforados y el máximo de fragmentación. Los anillos alternativos se perforan por lo general con un patrón escalonado para distribuir los explosivos en forma más efectiva y de esta forma minimizar los efectos de taladros con fallas de voladura. Un diseño simplificado escalonado preferido (Figura 6.19ª) tiene una distribución de explosivos pareja que permite el disparo de más de un anillo a la vez.

FIGURA 6.19

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Esquemas escalonados de anillos radales (a) Buen diseño y (b) diseño deficiente. La Figura 6.20 muestra que los fondos de taladro entrelazados se superponen realmente de 2 a 3 m a fin de disminuir en lo posible el efecto adverso de taladros que puedan ser “cortos” debido al efecto adverso del lodo de perforación o burden de fondo excesivo debido a desviación del taladro. Además, el entrelazado de los taladros es importante al volar un tajeo por subnivel más que la altura total del tajeo, ya que permite que los fondos de los taladros subterráneos se limpien antes de la voladura en masa. Los taladros individuales se colocan dentro de una región de perforación particular usando simples reglas geométricas y la distancia entre los extremos de taladros adyacentes dentro de un anillo se define por reglas de espaciamiento de fondos. Un espaciamiento normal (con una longitud igual al espaciamiento del fondo, ε) a la bisectriz de la mediana en el límite de la región de perforación se puede usar para espaciar los taladros (Figura 6.21). Una vez que se ha definido una región de perforación, se coloca una cantidad de taladros de control (críticos) en los límites o en las esquinas. Los taladros de control se colocan desde las posiciones de perforación y los taladros restantes en el anillo se colocan entre los taladros de control usando una regla especificada de espaciamiento de fondos (Figura 6.22). El procedimiento empieza en un taladro de control y funciona en sentido horario colocando taladros para satisfacer una regla específica de fondos. Se puede colocar una cantidad de fondos antes de encontrar otro taladro de control. Si no hay suficiente espacio para el último taladro en la secuencia, los taladros que ya están colocados se redistribuyen en forma pareja dentro del anillo a fin de que se pueda insertar otro taladro. Se requieren reglas de diseño para evitar aumentos o disminuciones excesivas en el espaciamiento de fondos dentro de un anillo para acomodar los taladros adicionales. Si el espaciamiento calculado para el taladro se encuentro de 08-1.20 veces del espaciamiento del diseño del fondo, el espaciamiento calculado se deja sin cambiar (por ejemplo, se aceptan límites inferiores y superiores de 0.8ε y 1.2 ε, respectivamente). De otro modo, se requiere una corrección general incluyendo un taladro adicional tal como se describió anteriormente.

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FIGURA 6.20 Traslape de los fondos de los taladros en la voladura de anillos. Región común de tonelaje Equipo de perforación A Región común de tonelaje Equipo de perforación B Región de perforación A Región de perforación B

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles En esquemas de tajeo de formas regulares, se escalonan por lo general anillos alternativos de taladros radiales para permitir una distribución más uniforme del explosivo en todo el volumen de tajeo. Esto también proporciona alguna seguridad si es que se pierde un taladro único en un anillo precedente. Se logra el escalonado agregando un taladro adicional en un anillo sí y en otro no y cerrando el espaciamiento del fondo en ese anillo. El escalonado funciona ben cuando hay una cantidad razonable de taladros entre los taladros de control. La práctica general es que al llegar al tercer taladro en el anillo, el escalonado debe estar en la mediana, reduciéndose el escalonado hacia los taladros de control en el límite de la región de perforación (Figura 6.23). Es posible que el escalonado no sea efectivo en casos en los que la región de perforación es pequeña debido al aumento en el factor de la fuerza explosiva logrado al agregar un taladro más en un anillo sí y en otro no.

FIGURA 6.21 Regla de espaciamiento de fondo para colocar taladros dentro de un anillo. Región de perforación Bisectriz Mediana

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FIGURA 6.22 Carga de taladros dentro de un anillo. Taladros de control Carga mínima de la boca 6.4.4 Voladura en Retroceso de Cráter Vertical La voladura VCR está basada en el uso de cargas casi-esféricas, en las que la relación de longitud/diámetro de la fuerza explosiva no supera 6:1 (Livingston, 1956). Los explosivos mejores para voladura en roca dura son los geles a base de agua y las emulsiones. ANFO et al., 1995). Las cargas se colocan en posiciones dentro de los taladros (por lo general perforados de normal a cara libre) a fin de que estén ubicadas a una distancia óptima de un techo de tajeo en avance. Cuando detona una carga, se forma un cráter invertido alrededor de las bocas del taladro. En la práctica, una cantidad de taladros se hacen detonar de forma tal que los cráteres volados se traslapan en la cara libre.

FIGURA 6.23 Escalonado de taladros en la bisectriz mediana. Región de perforación Anillo alternativo En la mediana

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Estructura de falla

Por lo general, se hace la voladura de un patrón de taladros en secuencia, haciendo que las alturas horizontales de alzamiento se eliminen de los techos del tajeo. La extracción avance ascendiendo hasta que se extrae el tajeo completo. La profundidad correcta de entierro para lograr el mayor volumen de cráter se determina generalmente de los disparos de prueba en el emplazamiento, en los que el tipo de roca y explosivos son los mismos que en las voladuras de producción. La profundidad a la que se deben enterrar es la distancia medida desde una cara libre al centro de carga explosiva de la masa. La profundidad óptima a la que se deben enterrar se determina perforando una serie de taladros de prueba del diámetro VCR propuesto aumentando secuencialmente las profundidades de prueba. Los taladros de prueba deben perforarse en distintas profundidades de 0.75 a 4 m en gradas de 0.25 m. En ese momento se dispara una carga esférica en cada taladro de prueba y se miden los volúmenes de los cráteres y luego se comparan para determinar la profundidad óptima en la que se deben enterrar. Se establece un gráfico de la profundidad de carga versus el volumen de los cráteres, habiendo calculado el volumen promedio del cráter de una serie de secciones transversales (Figura 6.24). La profundidad de entierro para la voladura VCR puede establecerse de la teoría de voladura de cráteres (Lopez Jimeno et al., 1995). La profundidad critica D, en la cual se pueden apreciar las primeras señales de daño externo en la forma de rajaduras y fracturas, puede obtenerse por (6.14) En la que es el factor de energía de deformación (una característica constante Et en cada combinación de roca-explosivo) Q es el peso del explosivo en kilogramos

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FIGURA 6.24 Determinación experimental de volúmenes de cráteres. Volumen de cráter (m3) Profundidad de carga (m) La ecuación 6.14 puede volverse a escribir como (6.15)

en la que Dg es la profundidad de entierro medida desde la superficie al centro de gravedad de la carga explosiva es un parámetro sin dimensión igual a Dg/Dc La relación óptima de profundidad cráter es

en la cual el explosivo maximiza el volumen del (6.16)

En la que es la profundidad de entierro óptima. En la práctica. El radio del cráter puede estimarse como la profunddad de entierro para el caso de profundidad óptma. El espaciamiento del taladro se toma por lo general como 11.25 veces el radio del cráter. Los diámetros de taladros que van desde 150 a 165 mm se usan comunmente en la voladura VCR. Los diámetros mayores de taladros aumentan la precisión de perforación a la vez que permiten usar una masa explosiva grande. Esto a su vez aumenta la profundidad óptima de entierro y el volumen de roca desplazada. La profundidad de la colocación de la

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles carga y retacado apropiado son muy importantes para mantener un techo parejo durante el avance del tajeo. La longitud máxima del retacado superior debe ser igual a o mayor que el retacado del fondo. Por lo general, se usa una longitud superior de retacado igual a 12 veces el diámetro del taladro (Lopez Jimeno et al., 1995). Se recomienda piedra angular entrelazada quebrada para el retacado del fondo, mientras que se prefiere arena para el retacado superior. La arena no se cierra o cementa junta sobre la carga disparada y puede lavarse o soplarse para limpiar la perforación para la preparación de disparos futuros. Los patrones de los taladros deberán perforarse y cargarse para asegurar que los cráteres intersecten y eliminen una losa horizontal de roca. En los casos en que la perforación de los taladros se realizó demasiado alejada o en los lugares en los que se usa una profundidad excesiva para el entierro, quedarán lomos de roca sin quebrar, lo cual causará problemas importantes a medida que avanza el tajeo. Si se requiere, la profundidad del entierro deberá reducirse en algunos taladros para nivelar el techo del tajeo. Se debe examinar cada taladro antes de cargarlo a fin de determinar las profundidades de penetración o bloqueadas. En el caso de perforaciones bloquedas, las opciones son reperforar, excluyendo la perforación del disparo o cargar encima del bloqueo por medio de la estimación de la ubicación de la cara libre usando información de perforaciones adyacentes. La secuencia de iniciación para incrementar la fragmentación deberá considerar las cargas más largas o aquellas más bajas en el horizonte del tajeo, como puede ser que se proporcionen dos caras libres para cada carga (Lopez Jimeno et al., 1995). La forma más apropiada, es que se disparen al final las cargas cerca de las paredes del tajeo, con el propósito de que la rotura ocurra sea hacia los cráteres previamente disparados, disminuyendo de esta forma el daño a la pared del tajeo. Puede existir una cantidad de problemas operativos y de seguridad únicos a VCR durante la voladura de producción. En algunos casos, se crean caras irregulares más que planas debido a la profundidad insuficiente del avance por pega o por la incapacidad de cargar algunas de las perforaciones. Los taladros pueden desplazarse con el movimiento del terreno debido a voladuras secuenciales, haciendo que sea imposible realizar la carga por este motivo. Asimismo, es posible que el taponamiento de los taladros dilatados (o agrandados en forma de campana) no se pueda realizar. Además, la profundidad del avance por pega está muy controlado por la presencia de interrupciones geológicas y se pueden encontrar grandes fallas en el techo del tajeo. En forma similar, las masas rocosas sujetas a excesivas tensiones pueden experimentar derrumbamientos incontrolables en las caras libres. Los procedimientos para la revisión y manejo de los disparos fallados se ven dificultados por la profundidad del suceso en el interior del taladro y la recuperación de la corona final del talud (inmediatamente debajo del nivel de carga) puede ser complicado si la corona se vuelve demasiado delgada para operar en forma segura. 6.5 Selección de Explosivos En los últimos años, la cantidad de fórmulas de explosivos dissponibles para uso subterráneo ha aumentado en forma notable con la introducción de emulsiones sensibilizadas químicamente y las mezclas de explosivos personalizadass usadas tanto en la voladura de desarrollo como de producción del tajeo. La selección del tipo de explosivo usado en la voladura del tajeo puede depender de muchos factorees que incluyen condiciones del agua, propiedaddes de la masa rocosa, longitudes, diámetros y orientaciones de los taladros, la fragmentación deseada, equipo de cargaa de taladros disponible y el personal y limitaciones sobre las vibraciones producidas por la voladura. Se

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles consideran estos y otros factores para tomar la decisión sobre la fórmula, fortaleza y sistema de entrega de explosivos más apropiados para la aplicación en particular. 6.5.1 Explosivos Empacados contra Explosivos a Granel Para las aplicaciones de voladura de producción de tajeos, existen dos sistemas de empaque o entrega de explosivos: las fórmulas empacadas y la entrega a granel en el taladro. El término “explosivo empacado” puede referirse tanto a cartuchos de explosivos individuales de gran fuerza o emulsión de alta sensibilidad o hidrogeles (en tamaños que van desde 100 g a 5 kg) o empaque en cantidades reducidas de explosivos típicos a granel tales como ANFO (por ejemplo, bolsas de 20 kg). Los explosivos a granel para el interior de los taladros se refieren por lo general a la carga mecanizada de explosivos usando bombas, barrenas helicoidales o presión de aire neumática, eléctric o hidráulica. Debido a la preocupación y restricciones en cuanto al almacenamiento de explosivoss en el transporte y entrega a polvorines subterráneos, existe un sistema intermedio en el cual se usa una gran cantidad de bolsas a granel (para ANFO) o pequeños depósitos (para las emulsiones). Estos envases tienen tamaños que van desde 100 kg a 1 tonelada y permiten la entrega sin ayuda del producto a los taladros por personal de recarga con transporte y manipulación mínimos de una gran cantidad de bolsas o cajas individuales. La decisión sobre cual sistema de enterega es apropiado para cada aplicación depende del tipo y cantidad del explosivo que se va a usar, el entorno de operación y la capacitación y experiencia del personal de recarga. En voladura moderna de tajeo abierto con diámetros de taladro que van desde 64 a 127 mm, se prefiere el uso de explosivos intermedios o a granel debido a la alta proporción de entrega de explosivoss y facilidad de carga. Los fabricantes de explosivos ofrecen como un servicio la carga de taladros del contrato usando tecnologías de bombeo de unidades móviles de fabricación de explosivos o camiones a granel de barrenas helicoidales. 6.5.2

Explosivos a Base de Nitrato de Amonio

Una vasta mayoría de explosivos comerciales modernos usados en aplicaciones de minería están compuestos de un oxidante de nitrato de amonio (AN), un componente de combustible y un agente sensibilizante. El exidante está por lo general compuesto por una muestra de AN de tamaño específico y características o una solución AN. El componente de combustible puede ser de cualquier material orgánicos basado en carbono, a pesar de que se prefiere el fueloil u otros combustibles orgánicos líquidos debido a la manipulación de materiales, eficiencia de detonación explosiva y facilidad de mezclado. Los agentes sensibilizants pueden incluir vacíos físicos en la formulación de explosivos a través de la porosidad de las muestras o vacios en el empaque de las muestras, pequeños vacíos creados por micro-globos de vidrio o burbujas de gas o diversos productos químicos. Productos químicos adicionales o aditivos (tales como propelentes o explosivos de aluminio) pueden modificar aún más las características de detonación del explosivo para aplicaciones personalizaadas. Existen tres formulaciones básicas de explosivos AN, cada una con diferenciass en la forma en que el combustible oxidante y componentes sensibilizantes interactuan durante la fabricacion y detonación. Las categorías principales de los explosivos AN son cuentas de nitrato de amonio/fuelooil (ANFO), hidrogeles y emulsiones. 6.5.3

ANFO

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El explosivo comercial de mayor uso para voladura de superficie o subterránea en un amplio rango de diámetros de taladro (38 a >900 mm) es la mezcla seca estándar de gránulos AN y fueloil conocida como ANFO. ANFO está compuesto de cuentas AN de 1.5-3 mm en diámetro cubiertas de fueloil en una mezcla óptima de 5.7% de combustible por peso. La eficiencia de detonación de ANFO varía con el porcentaje de combustible, en el que menos combustible produce una reducción mayor de energía de salida que en una cantidad mayor de combustible. La densidad típica de carga de ANFO va desde 0.82 a 0.95 g/cc basado en carga de verter o carga neumática, respectivamente. Hay disponibles varias diferentes formulaciones modificadas de ANFO para uso en una amplia gama de aplicaciones. Estas incluyen formulaciones con propiedades de densidad reducida, baja producción de gases, impermeabilidad, amortiguación contra terreno termicamente activo o químicamente reactivo y cuentas de alta fortaleza resistentes a la rotura para carga neumática. Para la mayoría de condiciones de voladura que requieren una distribución pareja del impacto y energía pesada en taladros de diámetro mediano a grande, ANFO es la elección preferida de explosivos. Debido a la popularidad de ANFO como selección preferida de explosivo durante varias décadas, las características de otras formulaciones de explosivos se indican regularmente con referencia a la fuerza estandar de ANFO. Estas propiedades incluyen fuerza relativa a granel y fuerza relativa de peso. Debido a la susceptibilidad de ANFO a la degradacion de explosivos de inducción por agua,la voladura en taladros húmedos o cuando se requieren largos periodos de sueño no se recomienda. Adicionalmente, la carga neumática de ANFO en taladros superficiales de gran diámetro (>89 mm) pueden causar una pérdida excesiva de explosivos debido a precipitación y por lo tanto se aconseja solo para taladros subhorizontes a verticales o taladros de menor diámetro. La carencia de resistencia al agua y cohesión de ANFO fueron dos propiedades que exigieron el desarrollo de otras formulaciones. Estas propiedades deseadas fueron propulsores para el desarrollo de formulaciones de explosivos basadas en hidrogeles y emulsiones a granel a fin de asistir en el reemplazo de ANFO para ciertas aplicaciones. De los dos tipos de explosivos, las emulsiones son las que han tenido un desarrollo mayor para uso en aplicaciones modernas de entrega a granel. 6.5.4

Hidrogeles o Lodos

Los hidrogeles de nitrato de amonio, comunmente denominados “lodos”, se empezaron a desarrollar a fines de los años 50 (Du Pont, 1977) e incluyen los mismos tres componentes como ANFO (oxidante, combustible y sensibilizador). Las fases y procedimiento de mezcla de los tres componentes son diferentes a los de ANFO, proporcionando mayor resistencia al agua y características de detonación. Los explosivos de lodos contienen sales oxidantes, combustible y sensibilizadores dispersados en una fase líquida continua. El agregado de agentes gelificantes o agentes de enlace transversal retarda la separación de los tres componentes, controla la densidad y viscosidad del producto y agrega resistencia al agua a la mezcla. El tamaño de la gota de oxidante en un explosivo de lodos se encuentra en el orden de 0.2 mm (Bampfield y Morrey, 1984). Las características de detonación de los hidrogeles son por lo general más eficientess que las de ANFO debido al menor tamaño de las partículas y la mayor cercanía entre los

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles componentes. El método de oxidante, combustible y solucion sensibilizadora en los hidrogeles causa sensibilidad de hiato deficiente y alta sensibilidad a cambios en el producto y temperaturas del terreno. Por estas razones, los explosivos de hidrogel no se usan en gran cantidad en la industria moderna de la minería, y han sido reemplazados en su mayoría por explosivos en emulsión. 6.5.5

Emulsiones

Los explosivos en emulsión son similares a los lodos en que los commponentes activos están suspendidos en una fase líquida continua y son por lo tanto resistentes al agua y se pueden bombear con facilidad. Las diferencias entre los hidrogeles y las emulsiones se vuelven visibles al revisar el proceso de mezclado de las fases separadas y los agentes comunes sensibilizanes usados en cada tipo de explosivo. La fórmula básica de un explosivo en emulsión AN es la suspensión de pequeñas gotas de la solución AN en una matriz oleosa (combustible). El tamaño de la gota de la solución AN en la matriz de la emusión es de 0.001 mm o menos (Bapfield y Morrey, 1984). Los agentes sensibilizantes comunes usados en explosivos en emulsión a granel son microglobos de vidrio o burbujas de gas formadas por una reacción química dentro de la emulsión después que ha sido entregada en el taladro. El equipo requerido de carga, densidades cargadas, características deseadas de detonación y requerimientos de almacenaje y transporte de cada tipo de producto sensibilizado por lo general determinan cuál es el más apropiado para una aplicación en particular. Cada uno de estos factores está estrechamente relacionado con el método de sensibilización del producto antes de o durante la carga del taladro. De conformidad con reegulaciones vigentes de explosivos, se considera que la emulsión no sensibilizada es un oxidante a granel muy parecido a un fertilizante agrícola. Una vez que se introduce el agente sensibilizante, la emulsión se convierte en un agente de voladura y está por lo tanto sujeto a regulaciones más estrictas de almacenamiento y transporte. El método de sensibilización de la emulsión tiene una influencia importante en las propiedades físicas y características de detonación. Los microglobos producen

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FIGURA 6.25 Comparación de ANFO y la velocidad de detonación de las emulsiones. Velocidad de detonación sin confinamiento (m/s) Emulsión “gasificada” ANFO Diámetro del taladro (mm) por lo general un producto en emulsión que es más resistente a la desensibilización inducida por choque dinámico y es mejor para condiciones de voladura cercanas o altamente confinadas. Las emulsiones sensibilizadas de microglobos también pueden ser cizalladas para modificar la reología a fin cargarlas en taladros de mayores diámetros o en los que se requiere un producto con viscosidad menor. En general, las emulsiones de microglobos sensibilizados tienen una densidad alta de carga (1.2-1.35 G/CC), que no se puede ajustar sin el agregado manual de aditivos de baja densidad tales como piestireno u otro agentes para carga. Al compararlas con ANFO, las emulsiones se comportan más como explosivos “ideales”, ya que tienen velocidades más altas de detonación y sensibilidades más bajas al diámetro del taladro (Figura 6.25). Adicionalmente, la distribución de energía dentro de un explosivo en emulsión difiere enormemente de la de ANFO, ya que tiene un porcentaje más alto de energía por choque y un porcentaje más bajo de energía por hinchamiento. Debido a que las emulsiones tienen una baja producción de gas, la salida general de energía puede ser menor que la de ANFO aun en densidades de carga notablemente más altas.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Las emulsiones químicamente sensibilizadas o “gasificadas” se sensibilizan a través de la producción de burbujas de gas debido a una reacción entre productos químicos agregados a la mezcla inmediatamente antes de o durante el bombeo del producto al interior de un taladro. La relación y grado de gasificación se regulan por la cantidad y ubicación de inyeccción del agente o agentes gasificantes, la temperatura del producto, el diámetro del taladro y la longitud de la columna explosiva. Una vez que se carga la emulsión en el taladro, tiene lugar la reacción química, causando el aumento en volumen del producto y reduciendo de esta forma su densidad. Se debe comprobar regularmente la densidad deseada en el taladro durante la carga realizando comprobaciones de densidad en taza usando prácticas estándar de pruebas. Un amplio rango de densidades del producto en el taladro están disponibles debido a que se puede ajustar fácilmente la cantidad de agente gasificante inyectado. Son comunes para las emulsiones sensibilizadas químicamente las densidades del producto que van desde 0.8 a 1.2 g/cc. El hecho de que la sensibilización ocurre al realizar la carga en los taladros hace que las emulsiones gasificadas sean un producto preferido para reducir las restricciones de transporte y almacenamiento. La presencia de burbujas que se forman libremente en comparación con las micro-esferas de vidrio también hace que las emulsiones gasificadas sean más susceptibles a desensibilización bajo condiciones de choque que son muy inpropiadas para condiciones de voladura altamente confinadas en las que la sensibilidad del producto puede constituir una preocupación. Otros hechos preocupantes adicionales con las emulsiones gasificadas son el control de las longitudes nno cargadas de la boca debido a la equivocación al manejar las velocidades o agentes de gasificación, el control de calidad de la densidad promedio cargada, el desperdicio del producto y la variable del perfil de densidad en el interior del taladro debido a la gasificación diferenciada en la profundidad de la columna causada por el peso del producto explosivo. 6.5.6

Mezclas Especiales de ANFO y de Emulsiones

Se han desarrollado algunos productos personalizados para condiciones especializadas de voladura que ocurren regularmente en la voladura de tajeo subterránea. Estos productos especializados usan formulaciones modificadas de productos existentes tales como ANFO o una emulsión para lograr características especiales de detonación. Los productos especializados de mayor uso en voladuras subterránes incluyen los explosivos compensados para tener resistencia a un terreno térmicamente o químicamente reactivo y productos de baja densidad para reducir el daño inducido por la voladura o vibraciones extrínsecas de la voladura en los muros del tajeo o en la parte exterior del perímetro de tajeo designado. Los productos explosivos compensados por lo general incluyen un agente químico para reducir la sensibilidad de un explosivo a las altas temperaturas o para reducir la reacción del explosivo con sulfuros en la masa rocosa o agua superficial. El calor excesivo generado a través de un terreno térmicamente activo o a través de una reacción química exotérmica entre el explosivo y la masa rocosa puede producir la detonación prematura de los taladros o deficiente funcionamiento de los sistemas de iniciación o reforzadores de cargas. Los productos ANFO o emulsiones de baja densidad contienen típicamente un agente de hinchamiento como el poliestireno u otros materiales orgánicos de baja densidad para reducir la densidad cargada dentro del taladro. La reducción en densidad y la alteración de

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles las características de detonación reducen la presión del barreno y el daño asociado alrededor de un taladro. Se pueden obtener densidades de carga de hasta 0.3 g/cc en productos comerciales especializados de baja densidad para uso subterráneo. 6.6

Colocación de Explosivos

Antes de colocar las cargas de explosivos, se limpian los taladros usando aire comprimido para eliminar cualquier contenido de agua, lodo o detritos para permitir que se midan las profundidades del taladro con precisión. Se puede usar una manguera de ANFO para limpiar los taladros y a la vez medir su longitud. Antes de colocar la carga explosiva, deben bloquearse los taladros de respiraderos cerca del fondo. Para bloquear los taladros de respiraderos, se pueden colocar cartuchos explosivos de emulsión de alta energía tales como un hidrogel en una bolsa plástica, amarrarse juntos y dejarse caer hacia abajo del taladro con un cordón sólido que llegue a la profundidad requerida. Luego se abren cortándolas a lo largo de su eje bolsas de Power Gel adicionales dejándolas caer en los taladros para bloquear el respiradero como se dividieron encima del tapón inicial (figura 6.26a). Alternativamente, se coloca simplemente una bolsa vacía de ANFO u otro material como una bolsa de ventilación en el extremo de la manguera de ANFO o una soga y se baja a una posición justo sobre la profundidad del respiradero (Figura 6.26b).

FIGURA 6.26 Disposición geométrica de los taladros cargados en tajeo abierto Nonel Boca sin carga ANFO Cebo + detonador ANFO Powergel

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Bolsa de ANFO + powergel Nonel Boca sin carga ANFO Cebo + detonador Bolsa de ANFO También se pueden usar palos o cuñas unidas a una cuerda o bolsas de aire inflables para bloquear los taladros de respiraderos. A fin de confirmar la eficacia del bloqueo del respiradero (flujo de aire en la boca del taladro), se comprueba si hay pérdidas de respiración o explosivos en el fondo. Cuando se usan para cargar los extremos bajos de la perforación, los productos ANFO se vierten o se cargan por compresión, dependiendo del diámetro de taladro. La densidad de carga (q) para el ANFO vertido es de aproximadamente 0.80-0.85 g/cm3. Los diámetros pequeños de taladros se cargan por lo general por compresión para garantizar una densidad explosiva consistente, ya que pequeñas piezas de roca pueden bloquear el taladro o crear bolsillos de aire al verter la carga. De igual manera, todos los taladros inclinados, sin tener en cuenta su diámetro, se cargan por compresión. La densidad de carga (q) de ANFO cargado por compresión es de aproximadamente 0.90-0.95 g/cm3 debido a las roturas de las pepitas y mayor compactación. La Figura 6.27 muestra la carga desde la superficie de ANFO en un tajeo por gradas longitudinal típico. Los taladros húmedos ciegos (sin respiradero) se dejan por lo general para el final al realizar la carga con ANFO. Si no se puede eliminar el agua usando compresión de aire o bombeo o si el taladro tiene un periodo de inactividad excesivo antes del disparo, se usan productos bombeados emulsión en cartuchos en lugar de ANFO. En algunas aplicaciones, se coloca la carga en los taladros y no se disparan hasta que estén realizándose las operaciones adyacentes de relleno. A pesar de que el tiempo de inactividad de ANFO depende de la temperatura de la roca, como regla general los taladros no deben dejarse sin disparar por más de 2 semanas. Los productos explosivos en emulsión por lo general tienen un tiempo de inactividad mucho más largo, a menos que existan condiciones reactivas en el terreno.

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FIGURA 6.27 Voladura de tajeos escalonados –carga a compresión de ANFO usando aire comprimido.

6.6.1

Factor de Carga

Tradicionalmente, el factor de carga es una medida indirecta de la energía explosiva que se aplica a una masa rocosa por volumen de unidad o peso disparado. Se calcula dividiendo el peso de los explosivos por el volumen anual o el tonelaje que se espera quebrar. Debido a que la voladura de anillos es un evento dinámico y cada masa rocosa es única, la definición convencional del factor de carga tiene aplicaciones limitadas aparte de ser un índice para realizar comparaciones a escala global. La cantidad de explosivo en cada anillo de tajeo depende de los siguientes factores:

-

La cantidad de metros perforados El diámetro del taladro El tipo de explosivo El método para cargar los taladros (vertido o a compresión) La cantidad de metros cargados Las toneladas quebradas

Los factores típicos de carga para aplicaciones de voladura de tajeos van desde aproximadamente 0.20 a 0.30 kg de explosivos por tonelada de mineral para voladura de anillos, de 0.20 a 0.50 kg/tonelada para tajeos escalonados y de 1.4 a 1.8 kg/tonelada para voladura de corte. Debido al

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles confinamiento excesivo en los fondos de los anillos de los taladros, se recomiendan factores más altamente localizados de explosivos de fondo para asegurar el quebrado adecuado. Esto se puede lograr usando explosivos en emulsión de alta densidad cerca de los fondos de los taladros. 6.6.2

Distribución de Energía

Los cálculos de factores convencionales solo brindan un número y no indican cómo debe ser la distribución de explosivos dentro de un diseño de anillos (Onederra y Chitombo, 2007). Esto tiene especial importancia para la perforación radial, en la que puede ser muy difícil lograr una distribución pareja de explosivos en todo un anillo. Además, los taladros de mayores diámetros proporcionan una distribución deficiente de explosivos en toda la masa rocosa. El diseño de anillos descrito en la Sección 6.4.3 constituye un intento de lograr una distribución de explosivos pareja, ya que el burden y espaciamiento de los fondos elegidos para cada diámetro particular de talado controlan el factor de carga. Las cargas escalonadas en taladros de anillos adyacentes también intentan distribuir en forma pareja la energía explosiva al minimizar la concentración explosiva cerca de las bocas de los taladros donde se reduce el espaciamiento de los taladros. El factor de carga convencional representa una cantidad promedio sobre el volumen disparado y no puede identificar regiones con excesivas concentraciones de energía tales como las bocas cerca de los taladros. El trabajo de investigación en el Centro de Investigación de Minerales Julius Kruschnitt (JKMRC), Brisbane, Australia, ha desarrollado una técnica para analizar factores de carga dentro de pequeñas áreas de celdas, más que en un área total. El cálculo de factor de carga dinámica JKMRC QFRAG puede utilizarse para analizar la distribución de explosivos dentro de anillos y para determinar regiones don puede ocurrir una fragmentación deficiente o donde es probable causar daño excesivo. El programa QFRAG usa la sincronización de iniciación de taladros para calcular la cantidad de rotura de cada taladro y por ende la energía requerida para lograrlo. Debido a lo disperso de las detonaciones, se requieren varias simulaciones para obtener un promedio de factores de carga para el diseño analizado. Los cálculos se realizan para un plano inclinado paralelo al anillo, a una distancia de burden de los taladros. La Figura 6.28 muestra la distribución de explosivos de un anillo de taladros de diámetro de 140 mm, perforados en un burden de 3.5 m y 6 y 7 espaciamientos de fondo, respectivamente y cargados con ANFO. Los factores de carga de diseño convencionales para los anillos mostrados en la Figura 6.28 fueron de 0.28 y 0.25 kg/tonelada para los anillos de espaciamiento de fondo 6 y 7, respectivamente. La secuencia de iniciación simulada empezó desde el extremo inferior derecho para proporcionar una carga máxima aproximada de 600 kg/retardo. Los taladros de respaldo alto se dispararon dos números después que los taladros adyacentes. Investigaciones adicionales a principios de los años ‘90 en el JKMRC fueron testigos del desarrollo del programa de computación 3x3WIN, que es capaz de calcular una distribución de explosivos 4D al considerar la influencia de la secuencia de iniciación. La distribución del factor de carga 4D de JKMRC taracea puntos en un plano inclinado especificado usando un cálculo de ponderación de distancia que incluye una ponderación con respecto al momento en que detona una plataforma dentro del anillo. Los supuestos asociados con la ubicación y hora de detonación de las plataformas se consideran para calcular la distribución del factor de carga 3D y se pondera usando un factor denominado tiempo de cooperación. Este es el momento en el cual explosivos de dos plataformas en diferentes taladros interactúan sobre una porción de la masa rocosa (AMIRA, 1993).

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Los efectos de la sincronización de la cooperación explosiva dentro de un anillo se muestran en la Figura 6.29.

FIGURA 6.28 Distribución de factor de carga de celdas JCMRC para dos diseños de anillo.

6.7 Sistemas de iniciación En el mercado moderno de explosivos, existen dos categorías principales de sistemas de iniciación para aplicaciones de desarrollo subterráneo y voladura de producción. Estos dos sistemas están categorizados por el tipo de elemento de retardo contenido en el detonador. Los dos tipos principales de elementos de retardo moderno son un elemento pirotécnico controlado de combustión delantera y un chip electrónico de computadora. 6.7.1

Detonadores de Elementos Pirotécnico de Retardo

Los detonadores pirotécnicos de retardo son los más utilizados en los sistemas de iniciación en voladura subterránea. Los bien conocidos sistemas eléctrico y de tubos para la producción de ondas de choque contienen elementos de retardo pirotécnico.

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FIGURA 6.29 (a) Distribución de factor de carga 3D y (b) Distribución de factor de carga 4D (tiempo de cooperación 35 s) del programa JKMRC 3x3WIN. Escala: kg/ton

Los elementos pirotécnicos de retardo están compuestos por una longitud controlada de material pirotécnico y poseen una velocidad de combustión altamente controlada entre la línea de iniciación (alambres del detonador en el fondo del agujero o tubos para la producción de ondas de choque) y el dispositivo de encendido o la carga primaria. El retardo en el detonador es por tanto controlado por un proceso físico de combustión. La precisión de sincronización del detonador al fondo del agujero es controlada por el control de calidad de fabricación del material pirotécnico de retardo y la longitud del elemento. La precisión de sincronización de todo el sistema pirotécnico también debe considerar cualquier variación en el tiempo de combustión o tiempo de transferencia de carga para retardos en la superficie o mecanismos de conexión como cordón detonante o sistemas de tubos para la producción de ondas de choque, o conmutadores de disparo secuenciales para detonadores eléctricos. 6.7.2 Sincronización disponible y fuentes de error de sincronización para elementos de retardo pirotécnico

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles La serie subterránea estándar de detonadores pirotécnicos incluye dos configuraciones básicas. Estos dos sistemas son serie de intervalos de retardo de período largo (LP, Tabla 6.6) o serie de retardo en milisegundos (MS, Tabla 6.7).

TABLA 6.6 Comparación de los intervalos de retardo Dyno Nobel NONEL LP y Orica Exel LP Dyno Nobel NONEL Serie LP

Orica Exel LP

Nº Detonador Tiempo de encendido (ms)

También se han desarrollado sistemas de retardo extendido para permitir un mayor intervalo en retardos para voladuras complejas de larga duración que comúnmente se experimentan en aplicaciones de voladura en masa de tajeo abierto en el subsuelo. Se puede lograr períodos de retardo adicionales entre los números de retardo en taladro utilizando elementos conectores de retardo taladro a taladro o anillo a anillo. Los errores de sincronización de retardo estándar aceptados para sistemas pirotécnicos de elemento de retardo es de aproximadamente ±2% debido a las diferencias a lotes de elementos de retardo, efectos de la temperatura y humedad en elementos de retardo en tubos para la producción de ondas de choque y en el taladro y estandarización no uniforme para todos los largos de detonadores fabricados. Para duraciones cortas de voladura o para el uso de retardos largos taladro a taladro, la probabilidad de disparos fuera de secuencia es mínima. El error de precisión sí aumenta la probabilidad de encendido fuera de secuencia cuando se utilizan retardos largos en taladro o cuando se reducen los intervalos de retardo carga a carga utilizando conectores MS.

TABLA 6.7 Retardos entre taladros y tiempo de detonación para voladura de tajeo abierto Retardo Nº Tiempo (ms) Intervalo entre retardos (ms) a

Retardos estándar en milisegundos (ms) y los TLD.

6.7.3

Detonadores Electrónicos con Elemento de Retardo

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Los detonadores electrónicos con elemento de retardo iniciaron su desarrollo en la década de los años ’80 y fueron lanzados al uso comercial a comienzos $$del 2000. El elemento electrónico de retardo (microchip) reemplaza generalmente al elemento pirotécnico sin modificar de manera significativa el diseño, las dimensiones o las propiedades físicas del detonador. El error aceptado en detonadores electrónicos de retardo es típicamente ± 0.1% con retardos disponibles desde 0 hasta 20,000 ms en intervalos predeterminados o 1 ms. (por ejemplo, Davey Bickford, 2008; Orica, 2010; Dyno Nobel, 2011). En estudios previos realizados en minado a cielo abierto y subterráneo se han investigado los impactos de sincronización de retardo de precisión en fragmentación de pilas de escombros y productividad de la mina (por ejemplo, Tose y Baltus, 2002; Bartley y McClure, 2003; Grobler, 2003). Los resultados de estos estudios indican plenamente que la precisión de sincronización puede mejorar la uniformidad de la distribución de fragmentación y en muchos casos disminuye el tamaño medio de partícula en la pila de

FIGURA 6.30 Voladura de un tajeo desde la superficie de veta estrecha utilizando sistemas de iniciación de tubo de señal y cordón detonante escombros. Otras teorías existentes sobre la aplicación útil del encendido electrónico de precisión en milisegundos tienen que ver con la reducción de la vibración de voladura o con el control de frecuencia, la sincronización a la medida para patrones de taladros complejos, y con las ondas de colisión para mejorar la fragmentación en zonas específicas de voladura. Una práctica estándar para la iniciación de taladros en tajeo abierto es utilizar detonadores de sistema de iniciación de tubos de señal colocados abajo (o arriba) en el taladro tal como se muestra

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles en la Figura 6.30. Los sistemas de iniciación de tubos de señal están unidos a lazos de cordón detonante para cada anillo. El cordón detonante es iniciado entonces por detonadores eléctricos instantáneos conectados a un circuito de voladura de tajeo a lo ancho de la mina. Cuando se detona más de un anillo, cada lazo de cordón se conecta al siguiente por un cordón de largo adecuado para que brinde seguridad. Se colocan dos detonadores eléctricos en el lazo de cordón en cada posición de anillo. Para minimizar los daños de cortes por esquirlas en las líneas inferiores del sistema de iniciación del tubo de señal, los detonadores eléctricos se deben colocar debajo de sacos de arena (Figura 6.31). Los detonadores de retardo del sistema de iniciación de tubos de señal se inician por medio de una onda de choque que pasa a través de un tubo plástico de 3 mm de diámetro, que está fijado por presión en un detonador. El tubo de plástico resistente a la abrasión, flexible, de alta resistencia a la tensión tiene un orificio de 1.5 mm que contiene material explosivo que transmite una onda de choque a 1.9 km/s. El frente de choque es capaz de sortear curvas cerradas, dobleces, y nudos sin romper el tubo plástico. Por tanto, no podrá iniciar lateralmente ningún explosivo y minimizará el chorro de aire. El material reactivo se inicia mediante cordón detonante o detonadores eléctricos

FIGURA 6.31 Sistema de conexión de voladura típico de $$múltiple anillo Sistema de iniciación de tubos de señal Lazo de cordón detonante Taladros Detonadores eléctricos con sacos de arena

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El cordón detonante es un material de alta resistencia, impermeable, que tiene típicamente un núcleo de 4-10 g/m de tetranitrato de pentaeritritol (PETN) encerrado en cintas plásticas, fibras naturales y sintéticas, y una manga plástica externa. El cordón de 3.9-5.1 mm de diámetro es flexible, resistente a la abrasión, y relativamente insensible a detonación debido a fricción, impacto, y descarga electrostática. Los cordones tienen una gran velocidad de detonación (VOD) con intervalo de 6 a 7 km/s. 6.7.4

Cebado

El enfoque convencional en el diseño de anillo es colocar dos detonadores y dos boosters en el fondo de cada taladro cargado. Esto brinda algo de seguridad en el caso de que un detonador no se inicie. El doble cebado está indicado en los planes de voladura colocando un círculo alrededor del número de retardo asignado a cada taladro. Adicionalmente, para longitudes de carga larga (que superen los 20 m), los boosters de seguridad se colocan cada 20 m a lo largo del eje de carga. En la práctica, sin embargo, la ubicación de los boosters en una columna cargada es principalmente una función de geometría anular y la ubicación y orientación de discontinuidades geológicas de gran escala. Se requiere de boosters adicionales en terreno quebrado con alta conectividad de discontinuidad geológica, especialmente donde fallas de gran escala podrían permitir el ingreso de agua en las cargas explosivas. En la Figura 6.32 se muestra una disposición típica donde los boosters se colocan a ambos lados de las fallas para asegurar la iniciación de una columna cargada de explosivos.

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FIGURA 6.32 Ubicación del booster respecto de las discontinuidades geológicas de gran escala.

Falla Booster doble Booster de seguridad

El daño a los muros en patrones radiales que convergen en los muros se puede incrementar por la ubicación de los boosters hacia el final de los taladros (cerca de los linderos de excavación). Los boosters proporcionan energía de alto choque, que se requiere para iniciar otros explosivos y, en consecuencia, el daño local a la roca en ese punto podría ser mayor. Si los boosters se mueven a lo largo del eje de carga (alejándose del lindero), se puede reducir el daño local. Sin embargo, la

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles columna explosiva debajo de la ubicación del nuevo booster alcanzaría una VOD plena, aumentando así el daño al fondo. En la práctica, los boosters de taladros que convergen en los muros se colocan a 2-4 m del fondo de los taladros. 6.7.5

Secuencia y Sincronización

El objetivo fundamental de la secuencia de retardo de un taladro es proporcionar a cada columna de carga tantas caras libres como sea posible en las cuales penetrar. En encendido por anillos, esto se puede lograr no solamente mediante taladros hacia la cara libre en la dirección del burdens, sino también proporcionando a cada taladro por lo menos una cara libre en la dirección de los taladros adyacentes en el mismo anillo. La Figura 6.33 muestra el concepto de retardos entre taladros y retardos entre anillos en voladura por anillos para tajeo abierto. Los retardos entre taladros se mantienen por lo general al mínimo para optimizar la interacción de taladros y mejorar la fragmentación de la roca. Para lograr esto, se

FIGURA 6.33 Retardos entre taladros y retardos entre anillos en voladura por anillos. emplean normalmente retardos de período corto (serie de sistemas de iniciación de tubo de señal MS). Debido a la dispersión del detonador, debe diseñarse la sincronización anillo a anillo para evitar encendido fuera de secuencia, en el cual taladros en la segunda o tercera fila se disparan antes que aquéllos en la fila de cara más cercana al vacío. Es recomendable un tiempo mínimo de retardo de 20 ms/s de burden para sincronización de anillo a anillo. Sin embargo, para voladuras que tienen más de tres anillos detonantes, la única forma de eliminar la posibilidad de falla de encendido entre anillos es la de saltar un número completo de serie MS entre dos taladros en dos anillos adyacentes. Por ejemplo, un taladro seguido de cerca por un número 8 debería encenderse en un número 10. Además, es importante minimizar la duración total de la explosión en una voladura escalonada. Cuanto más tiempo se $$asientan los taladros cargados mientras los otros están detonando, mayor será la probabilidad de un

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles malfuncionamiento de explosión debido a dislocación del taladro, cizallamiento, detonación por resonancia, o desensibilización de explosivos. Esto es particularmente verdadero en masas rocosas en las cuales hay estructuras de gran escala. La serie estándar de sistemas de iniciación de tubo de señal MS posee 28 números de retardo que se pueden emplear para voladuras de tajeo abierto. La práctica de ir a cuestas utilizando detonadores de línea troncal (TLD) en las bocas de taladros puede ampliar la gama de detonadores de retardo a 55 números. Los TLD se usan para proporcionar retardo entre el cordón detonante y los retardos de sistemas de iniciación de tubo de señal colocados al fondo del taladro. Por razones de seguridad, se utilizan dos TLD y todas las líneas inferiores del sistema de iniciación del tubo de señal (incluyendo los detonadores de seguridad) están conectados a los TLD, que a su vez están entonces acoplados a las líneas troncales de cordón detonante. Se pueden introducir tres TLD (con retardos 25,42, y 65) en cualquier parte en el intervalo estándar MS tal como se muestra en la Tabla 6.7. El uso de los TLD reduce el retardo entre taladros, mejorando de esta manera la fragmentación. Sin embargo, no debieran usarse parta retardos entre anillos, ya que podría dar lugar a una detonación fuera de secuencia. Además, algunas conexiones TLD podrían producir esquirlas, por eso deben protegerse con sacos de arena o empujarse dentro del taladro en voladura desde la superficie. Además, para minimizar daños al sistema de conexión de voladura (y evitar fallas de encendido), todos los detonadores en el subsuelo deberían quemarse antes de que se encienda el primer taladro en la voladura (frente total de llama). Cuando se usan los tres números de retardo TLD en una sola voladura, es recomendable encender el taladro inicial utilizando el retardo número 4 (100 ms) para asegurar que todos los TLD se hayan encendido y que todos los retardos en el subsuelo se hayan iniciado antes de que se produzca alguna proyección de pedazos pequeños de roca o esquirla. En los casos en que los anillos de taladro convergen unos en otros, los taladros circundantes en los anillos opuestos deberían encenderse con el mismo retardo y cada taladro de seguridad estar cebado. Este es el caso en que los principales anillos en el subsuelo se combinan con taladros TUC o cuando se perforan anillos en abanico desde dos galerías de perforación, una a cada lado del tajeo. En los casos en que los taladros en el subsuelo converjan en un taladro horizontal perforado desde un subnivel inferior, deberían encenderse en el mismo número. Todos los taladros deberían tener un cebado de seguridad y los boosters de las cargas en el subsuelo deberían atraerse hacia arriba 4m desde el fondo de los taladros.

Los detonadores electrónicos modernos (Liu et al., 2002) permiten un mayor grado de control del intervalo de retardo al posibilitar que los retardos se modifiquen y programen para repetición si fuera necesario. El componente pirotécnico de los retardos es remplazado por un componente electrónico que usa un circuito de sincronización electrónica en miniatura para encender la carga detonante. Durante la fabricación de los detonadores, se incorpora en cada uno de ellos un número de secuencia de retardo. Durante la voladura los detonadores se disparan con un intervalo constante de retardo entre números consecutivos y es posible programar los intervalos de tiempo deseados para adecuarse a las condiciones de la masa rocosa en un tajeo. La información que se proporciona a continuación debe recordarse en los planes de carga de la sección de anillos previos al disparo, con modificaciones registradas durante la carga:

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•

Fecha en que se disparó la sección de anillos

•

La cantidad y tipo de explosivo utilizado en cada taladro

•

La secuencia real de encendido utilizada

•

Cualquier problema encontrado al cargar y encender cada sección de anillos

•

Los resultados de la voladura incluyendo calidad de fragmentación, fallas de disparo, congelamiento de taladros, desprendimiento del muro de tajeo, sobrerotura, etc.

Los planes de carga de anillos deben ser devueltos al departamento de planeamiento de la mina para la conciliación del tajeo una vez que se haya completado el encendido en tajeo abierto. Las pautas básicas para la voladura de anillos son las siguientes:

1. En cualquier anillo, el anillo más largo se dispara primero. 2. Los anillos se disparan desde el fondo hacia arriba. 3. Los fondos entrelazados se disparan simultáneamente. 4. Los taladros de respaldo bajo y de respaldo alto se disparan tarde en la secuencia.

FIGURA 6.34 Secuencia típica de detonación en tajeo abierto. Secuencia de detonación 6.8

Voladura de chimeneas y piques de corte (COS)

La excavación exitosa de chimeneas y de piques de corte es crucial en tajeo de subniveles, ya que proporcionan caras libres y vacíos en los cuales se dispara el mineral remanente en un tajeo. Las chimeneas y piques son zonas críticas donde pueden ocurrir daños significativos en la masa rocosa debido a la alta concentración de energía explosiva utilizada para asegurar la formación de la cara

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles libre inicial o vacío. Los respiraderos perforados paralelos a la chimenea inicial o LHW se implementan para crear los COS tal como se muestra en la Figura 6.35. 6.8.1

Piques Ciegos de Taladros Largos

Un LHW proporciona un vacío inicial en el cual se vuela con explosivos el COS. El principio fundamental de un LHW es similar al de un gran corte quemado, en el que se dejan sin carga una cantidad de taladros de alivio de gran diámetro para proporcionar un vacío inicial en el cual se puedan romper las perforaciones de disparo cargadas. La clave para un encendido exitoso de LHW es tener un vacío inicial adecuado y tiempos adecuados de retardo entre los taladros. Los LHW se disparan por lo general utilizando detonadores de retardo de largo tiempo para permitir que la roca quebrada caiga fuera del pique ciego antes de que detone el siguiente taladro.

La precisión de perforación en un LHW es de crucial importancia. Una desviación excesiva de la perforación puede causar lo siguiente:

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FIGURA 6.35 Vista tridimensional de una chimenea en la distribución geométrica de un tajeo abierto. Anillos principales Chimenea de corte Chimenea o LHW

1. Los taladros diseñados como vacíos se vuelven inefectivos y el pique ciego en una línea de horizonte en particular no se asemeja al diseño planeado (Figura 6.36). 2. Los taladros se intersectan unos a otros, causando confusión o dificultades durante la carga. Esto también puede crear detonación por resonancia, desensibilización, o dislocación de

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles taladros, comprometiendo así la rotura. 3. Los taladros que tienen exceso de burdens podrían no estallar adecuadamente y causar daños alrededor del pique ciego. 4. El movimiento excesivo cerca de las discontinuidades geológicas de gran escala podría bloquear los taladros. 5. El eje final del pique ciego podría cambiarse en algunos horizontes. La Figura 6.37 muestra un diseño estándar LHW basado en la premisa de que la disposición de la perforación es una causa principal de la desviación de la perforación que contribuye a los temas antes mencionados. Un buen diseño de LHW minimizaría las posiciones de disposición de perforado, tiene suficientes taladros de alivio de gran…

FIGURA 6.36 Desviación de los taladros en un LHW. Nivel superior Nivel de respiradero

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FIGURA 6.37 Patrón LHW – Mina Hilton, Minas Mount Isa. diámetro, y los taladros de corte cargados deberían estar posicionados de tal manera que estén protegidos unos de otros. El diseño que se muestra en la Figura 6.37 está dispuesto de modo que el pique ciego pueda iniciarse desde varios puntos si fuese necesario. En la práctica, sin embargo, podrían haber sido perforados más taladros que los que se muestran en el patrón. Estos son ya sea rectificaciones de taladros desviados o barrenos de ayuda adicionales alrededor del pique ciego.

La Figura 6.38 muestra un diseño alternativo LHW con 27 taladros cargados de 73 mm y 4 taladros de alivio de 115 mm de diámetro. En las Minas de Mount Isa, un pique ciego típico de 12 m de largo similar al que se muestra puede perforarse en 36 h con un equipo Atlas Copco Simba H221 usando vástagos T38. La Figura 6.39 muestra un patrón LHW típico que usa un taladro ascendente Robbins 12MD para proporcionar un vacío inicial de 660 mm. Esto disminuye la posibilidad de problemas relacionados con la desviación de la barrena experimentados con LHW. Sin embargo, se requiere una cantidad importante de trabajo de preparación para usar una máquina 12MD, ya que se tiene que limpiar el piso y vaciar una losa de concreto antes de realizar la perforación ascendente. Después de haber completado la perforación ascendente, se requiere un estudio preciso del taladro, a fin de que se puedan perforar alrededor de la perforación ascendente una cantidad de barrenos de alivio para establecer el COS. Los datos obtenidos de las Minas de Mount Isa mostraron que cuando la altura de tajeo era superior a 25 m, un 12MD era rentable en comparación con el Simba para perforar un

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles COS entero. A pesar de que es difícil de cuantificar, se espera que pueda haber menor dilución usando un corte 12MD comparado con el Simba COS. La longitud máxima para un LHW en tajeo de subniveles es de aproximadamente 40-50 m. Convencionalmente, los taladros se cargan desde la parte superior del pique ciego, con 3-6 m de cortes disparados cada vez empezando en el fondo del pique ciego y ascendiendo. Si hubiera una estructura de gran escala, el pique ciego debe dispararse a la estructura para evitar derrumbes. Si se congela el pique ciego (operación defectuosa), se deberán lavar los taladros y soplar usando aire comprimido. Si no se pueden volver a restablecer los taladros, entonces es posible que se requiera reperforación. Un avance típico para un LHW disparado de 3 m x 2 m va desde 5 a 10 m por disparo, dependiendo de la desviación del taladro existente.

FIGURA 6.38 Patrón típico LSH, Mina de Plomo. Taladro de 73 mm Taladro de alivio de 115 mm

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FIGURA 6.39 Un patrón típico de taladro usado en conjunción con una chimenea de 0.66 m. Taladro de alivio Taladro 6.8.2

Chimeneas de Corte

El COS es la parte más importe de la secuencia de extracción en el tajeo, ya que proporciona el vacío inicial en el cual se disparan los anillos subsiguientes (Figura 6.40). El primer anillo adyacente a COS por lo general solo se quebrará al ancho definido por el vacío de las chimeneas, a pesar de que se puedan disparar gradualmente anillos ligeramente más anchos en la chimenea inicial para “ganar terreno”. Un gran aumento en el ancho del yacimiento sobre la longitud del tajeo puede requerir la inclusión de un COS adicional en la sección más ancha del yacimiento. En general, la decisión sobre la ubicación de un COS depende del ancho del yacimiento, el tipo de relleno de tajeos adyacentes y restricciones de acceso. En yacimientos de venas angostas en las cuales se realiza el tajeo, el COS de diseña comúnmente para extenderse a través del ancho completo de cada tajeo. A fin de disparar un COS con éxito, se recomienda tener los fondos de los filones del yacimiento abiertos en el ancho total de la operación arriba y debajo de la chimenea. El soplado de los taladros en terreno sin quebrar para depurar la chimenea por lo general no tiene éxito, ya que es poco probable que los taladros succiones hasta la profundidad total de diseño. Este problema se exagera con los mayores ángulos de avance (ángulo de arco) lejos del vacío (véase Figura 6.41). Para minimizar el ángulo de arco que se requiere que cubran los barrenos, un equipo de

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles perforación tiene que ser capaz de perforar a lo largo de todo el ancho del yacimiento, tan cerca de los taladros paralelos como sea posible.

FIGURA 6.40 Vista longitudinal dentro de un COS, Minas de Mount Isa. Los LHW y los COS tienen la concentración mayor de energía explosiva de cualquier área de un diseño de voladura. Por consiguiente, la posición de LHW dentro de un COS debe ser tan cercana como sea posible al respaldo bajo del tajeo para minimizar el daño de la voladura a respaldo alto. Se sugiere una cantidad de reglas de diseño de corte como sigue: 1. Lo ideal, es que el COS se encuentre ubicado en la parte más ancha del yacimiento. 2. En yacimientos angostos, los impulsores de perforación en la posición de COS deben despojarse en el ancho total del yacimiento. En yacimientos anchos, los equipos de perforación deben conectarse arriba y debajo del COS (Figura 6.35). 3. Los barrenos deben perforarse tan cerca y paralelos al de la chimenea o LHW como sea posible. Cuando los taladros convergen en el área del pique ciego o chimenea, se deben

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles disparar juntos. 4. El COS deberá ampliarse disparando taladros dentro del pique ciego o chimenea, como si la chimenea fuera un yacimiento angosto. Esto se hace por lo general usando un patrón de “dado cinco” con dos taladros guía disparando primero en el LHW, seguido por un barreno de alivio.

FIGURA 6.41 Ejemplo de taladros en abanico en un COS no succionando hasta la profundidad total. En las Minas de Mount Isa, se perforan algunos de los COS usando taladros verticales de 140 mm de diámetro y hasta 50 m de longitud. Los taladros se perforan en un patrón de “dado cinco”, con

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles burden de 1.5-11.8 m y espaciamiento de 3.2-3.6. Los taladros usualmente se perforan hasta el respiradero en el subnivel inferior, que permite realizar comprobaciones de precisión y drenaje de agua y de detritos. Los taladros se perforan paralelos a la chimenea de corte y, si corresponde, el respaldo alto y bajo del yacimiento. Es importante que los topógrafos registren las bocas y respiraderos antes de diseñar el resto de los patrones de taladros del tajeo o planos de carga de chimeneas, ya que estos pueden tener diferencias significativas de las coordenadas diseñadas inicialmente. La Figura 6.43 muestra la posición del COS con respecto a los anillos principales dentro de dos distribuciones geométricas de tajeo. La figura 6.44 es una vista transversal larga que muestra la ubicación de la chimenea con respecto a los anillos principales dentro del tajeo. El ensartamiento de los taladros COS durante la perforación asegura que se haya perforada la cantidad de taladros diseñados. Esto también ayuda a establecer la precisión en la perforación.

FIGURA 6.42 Vista de planta de COS que muestra las posiciones de la chimenea y de los taladros. Área Diá. (mm) Burden Espaciamiento TPMD PF Longitud

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Taladros desde la superficie Taladros en el subsuelo

FIGURA 6.43 Vista de planta que muestra los COS con respecto a las geometrías de anillos principales. Tajeo de relleno Anillos de expansión Pique de corte Anillos de expansión Voladura de masa Cuando las chimeneas de corte son excavadas hacia arriba los taladros alrededor de la chimenea deben encordarse para asegurar que un número adecuado de taladros esté disponible para que quebrarse dentro de la chimenea sin embargo, no es recomendable la práctica de perforación ascendente después de haber realizado la perforación de corte. Las secuencias de voladura de COS dependen del tamaño de la chimenea utilizada. Por ejemplo, una altura de alzamiento COS de 60 m con una chimenea de 1.8 de diámetro puede dispararse en alturas de alzamiento de 30 m. Una ranura con chimenea de 0.66 m de diámetro puede ser volada en alturas de alzamiento de 12-20 m. De manera convencional, cuando un LHW ha sido disparado aproximadamente a la mitad de su recorrido, puede empezar la voladura del taladro COS.

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FIGURA 6.44 Sección longitudinal típica para un COS. Voladura de masa

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FIGURA 6.45 Voladura de un LHW y bocas de corte al respiradero. Un intervalo aconsejable entre el avance LHW y el avance COS es de aproximadamente 10 m. Cuando se dispara un COS, explotan hasta 6 taladros a la vez cuando se disparan fondos, mientras que explotan hasta 12 taladros cuando se disparan bocas (Figura 6.45). En algunos casos, explotan todos los fondos de ranura, con una geometría de arco desde los LHW hasta el alcance de la ranuras. Si por alguna razón, los fondos de corte no se han disparado antes de completar el LHW, se disparan al mismo tiempo hasta 6 taladros COS completos en el vacío del LHW. Ambos taladros LHW y COS deberían cebarse doblemente para asegurarse que detonen. Además, cuando se dispara un COS y anillos principales o anillos de limpieza, es recomendable un máximo de 3 anillos para asegurar el vacío adecuado para los anillos.

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FIGURA 6.46 COS incorporando LHW descendentes y ascendentes. 0392 Lleno Falla LHW ascendente LHW descendente

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Subsuelo En ciertas geometrías de tajeo, se requiere de piques ciegos ascendentes conjuntamente con carga COS ascendente (Figura 6.46). Los piques ciegos ascendentes necesitan un disparo simple, y por tanto su longitud no supera los 15 m. Si una ranura ascendente fuera más ancha que el LHW, entonces se debe disparar taladros adicionales con el LHW. Si el LHW no succiona hasta la profundidad requerida, es muy probable que se necesitará perforar un LHW de recuperación o de lo contrario toda la ranura tendrá que ser perforada nuevamente. La Figura 6.47 muestra la geometría de un LHW ascendente de 2 m x 3 m utilizado en las Minas de Mount Isa. Los taladros de alivio en la figura se han perforado 1.5 m más profundamente que los taladros cargados. 6.9 Voladura de Socavado de Canales (TUC) Los TUC se diseñan de manera similar a los anillos principales de tajeo. Sin embargo, los TUC se perforan por lo general usando taladros ascendentes de 70-89 mm de diámetro inclinados a 70° y limitados a una longitud de 15 m para permitir la carga convencional de carga por soplado de explosivos. Los TUC están conformados para facilitar el mejor ángulo frontal en los puntos de extracción del tajeo mientras protegen el macizo rocoso en los frentes de pliegue tanto como sea posible.

FIGURA 6.47

Geometría típica de un LHW ascendente

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Taladro de 89 mm Taladro de alivio de 150 mm

Se requiere de anillos TUC inclinados (descargados), de manera que no se realice el cargado de los taladros en el filo del tajeo. Los anillos TUC están diseñados como pequeños anillos que minimizan el tiempo de carga y la exposición de personal de recarga en vacío de la ranura o frente diagonal de tajeo. La Figura 6.48 muestra un taladro TUC de 70 mm de diámetro, con la primera hilera de taladros inclinada a 50°, seguida por inclinaciones de 60°, 70° y 80°, con el resto de los anillos a 90°. Los collares para la primera hilera de taladros están ubicados a 4 m del COS. Se utiliza una distancia horizontal de 2.5 m para el resto de anillos. Los anillos TUC consecutivos están diseñados utilizando patrones escalonados, y los taladros deben entrelazarse con los fondos de los taladros del subnivel superior. Se recomienda un traslape nominal de fondos de 2 m. 6.10 Voladura de Roca por Diafragma El rol del diafragma en proteger la masa adyacente de relleno (débil o no cementada) del daño de explosión de la voladura de producción y ayuda a minimizar las fallas de relleno. Los COS deberían diseñarse al ancho de los explosores de anillos principales, y los anillos de limpieza adyacentes al diafragma pueden usarse para optimizar la recuperación y minimizar el daño de voladura al diafragma (ver Figura 2.7).

FIGURA 6.48 (a) Vistas de sección transversal y (b) sección longitudinal de un TUC.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Carga de ANFO en taladro de 70 mm de diámetro Espaciado de fondo Burden Los anillos de limpieza se perforan y disparan desde cavidades de anillo de diafragma ubicados en los bordes de tajeo. La desviación de los taladros puede convertirse en un gran problema mientras se perforan los anillos de limpieza, ya que los taladros se perforan desde sitios limitados y son excesivamente largos (Figura 6.49). Algunos de los taladros en los anillos de limpieza y anillos de diafragma son difíciles de limpiar y preparar para la carga, debido a que los taladros pueden dañarse al volar el COS de tajeo o los anillos principales. Además, la insuficiente información sobre la ubicación exacta de los linderos de relleno puede dar lugar al inadecuado espesor de diseño del diafragma, lo cual contribuye aún más a la inestabilidad de la masa de relleno. El desarrollo del sistema de monitoreo de cavidades ha permitido que se determinen las geometrías de tajeo final, a pesar de que puede presentarse caída de rocas localizadas antes de completar el llenado. 6.11 Voladura de masas La voladura de masas consiste en múltiples anillos de taladros y pueden superar las 100,000 toneladas por disparo. Las reglas de secuencia de voladura en masa deben tener en cuenta las restricciones de vibración por explosión, los daños de masa rocosa por sobreconfinamiento, variabilidad de retardo, restricciones geométricas y principales estructuras geológicas como sigue: 1. El taladro más largo en un anillo deberá dispararse primero para maximizar el vacío inicial creado al empezar el disparo. Otros taladros entonces se vacían secuencialmente en vacío creado por el primer taladro. 2. Los taladros que convergen unos con otros deberían dispararse en el mismo número.

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FIGURA 6.49 Sección transversal que muestra la geometría típica de carga de un anillo de limpieza. Metros perforados Metros cargados Toneladas quebradas

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Toneladas/m perforadas Kg ANFO /anillo /tonelada /m perforado ... 3. Se requiere un vacío de expansión de mínimo 30% antes de la voladura de masas para acomodar el aumento de volumen del material quebrado. 4. Se sugiere un tiempo mínimo de retardo de 15-20 ms/m de burden entre anillos sucesivos, ya que los cambios de dirección de encendido en la masa requieren retardos de 100-200ms. 5. Los taladros perimetrales así como los taladros paralelos a las coronas de tajeo deberían dispararse unos pocos números después que los taladros adyacentes en un anillo para permitir el alivio adecuado. Esto reduce el confinamiento de los gases explosivos en los linderos de tajeo y minimiza la probabilidad de sobre rotura. El retardo entre los taladros de linderos de tajeo y los taladros adyacentes debería seguir la misma regla que para burdens, esto es, 15-20 ms/m de espaciado de fondo. De manera alternativa, debería saltarse un número completo en la secuencia de detonación entre taladros adyacentes.

A fin de aumentar el número de retardos disponibles para la voladura de masas, se puede utilizar una combinación de retardos de línea troncal y retardos hacia el fondo del taladro tal como se discute en la Sección 6.7.2. Es de suma importancia que todos los retardos de superficie sean activados antes de que se detone el primer taladro en el primer anillo para evitar el bloqueo. Antes de proceder a la voladura de masas, deben detallarse todos los procedimientos de reingreso, inspección, ventilación, y cambio de turno. Las ventajas de la voladura de masas incluyen lo siguiente (Guilfoyle y Bradford, 1982): 1. Se logran condiciones de trabajo más seguras cuando a las cuadrillas de cargadores y encendedores de anillos no se les requiere continuamente para trabajar en linderos de tajeo cercanos recientemente disparados. 2. Se logran resultados mejorados de fragmentación de roca de acciones de corte de cargas interactuantes de detonación y colisiones de roca en vuelo. 3. Es posible una mejor utilización de recursos debido a una operación de carga concentrada y semicontínua que procede simultáneamente en un número de subniveles. 4. Debido a que se requiere de menor cantidad de disparos individuales, se reduce el problema de desprendimientos después de la voladura.

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5. Se puede incluir discontinuidades estructurales de gran escala (como fallas, cizallamientos, etc.) en un encendido simple, minimizando así el movimiento de terreno y la pérdida potencial de taladros. 6. Se puede mantener condiciones estables durante el socavado, la expansión inicial de anillos, y carga de la voladura de masas, después de que no hay necesidad de que reingrese personal en la zona. 7. Después de una voladura de masas, se dispone de apoyo pasivo de los muros de tajeo (roca o masas de relleno) por parte del mineral quebrado. Después de una voladura, el mineral quebrado puede llenar hasta tres cuartos del tajeo. 8. Menos explosiones individuales muy probablemente minimizarán los daños a servicios y a otras actividades programadas alrededor de los tajeos. 9. La gran cantidad de toneladas de mineral quebrado por las voladuras de masa permiten la producción ininterrumpida a altas velocidades de extracción de los puntos de extracción del tajeo. Las desventajas de la voladura de masas podrían incluir lo siguiente: 1. Las voladuras de masas de altura de alzamiento múltiples se inician típicamente desde perforaciones de acceso múltiple. Si ocurriera un bloqueo, podría ser difícil reingresar a aquéllas zonas. 2. Las voladuras de masas a menudo crean un gran cambio en la geometría muy probablemente para redistribuir significativa tensión alrededor de los linderos del tajeo. Los cambios de tensión podrían introducir ruido de rocas y daños y podría requerirse un período de reingreso en la zona de tajeo, atrasando así la producción. 3. Cualquier funcionamiento defectuoso del sistema de iniciación o explosivo al principio de la secuencia de disparo puede “congelar” el disparo de toda la masa. 4. El disparo de masas encima de material quebrado en un tajeo puede conllevar a exceso de compactación de minerales en el punto de extracción. 5. Las demoras inadecuadas en el encendido de anillos principales o entre los niveles principales de disparo pueden producir una rápida sobrepresurización de las perforaciones de desarrollo desde el desplazamiento de bloques de mineral, causando daño al sistema de ventilación. 6.11.1 Control de la vibración del terreno Además de una correcta y completa secuencia de detonación de todos los taladros involucrados en la voladura de masas, un objetivo importante es la minimización de daños a las estructuras circundantes (como ejes, pilares, etc.) por la excesiva vibración. La

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles sobrepresión por la voladura también puede causar daños significativos a los sistemas de ventilación. En consecuencia, las secuencias de iniciación deben diseñarse con un peso de carga por retardo uniformemente distribuido a través de la duración de la voladura de masas. El objetivo es prevenir períodos de alta concentración explosiva en una voladura. A menudo, la cantidad de explosivo que se detona en un intervalo específico de tiempo está limitado a 1000 kg. El intervalo óptimo de retardo entre cargas detonantes sucesivas para minimizar la interacción de ondas sugerido por Heilig (1999) ha sido la mitad de la duración de la vibración de una carga individual de taladro. Para la mayoría de los tipos de roca subterránea (para una distancia de hasta 200 m de la voladura) este valor determinado por Heilig ha sido aproximadamente 20 ms. También se pueden determinar los efectos del peso de la carga por distribución de retardo a través de una voladura mediante el monitoreo de la voladura para asegurar que se ha minimizado el número de cargas que inician para un período de 20 ms. En emplazamientos mineros cercanos a un pueblo o ciudad, la práctica estándar es monitorear la vibración de superficie de todas las voladuras de tajeo que excedan las 100,000 toneladas. La experiencia en monitoreo indica que los valores de vibración de superficie obtenidos del monitoreo de superficie muy probablemente cambian de un lugar a otro. Es posible que debido a las discontinuidades geológicas de gran escala o los efectos de los vacíos o masas de relleno mineras, algunos emplazamientos podrían experimentar niveles mayores que los monitoreados a distancias más cortas. La Figura 6.50 muestra la velocidad de partícula pico monitoreada (PPV) de un monitoreo de largo plazo de voladura de superficie en los linderos de alquiler en las Minas de Mount Isa (aproximadamente a 1 km de la voladura). En las Minas de Mount Isa, las vibraciones inducidas por voladura de tajeo son generalmente aceptables para la comunidad. El nivel histórico de quejas es bien bajo y jamás se ha vinculado ningún daño a la propiedad con las actividades de voladura subterránea a gran escala. En consecuencia, tomando como base los datos de largo plazo recolectados en las Minas de Mount Isa, se sugiere un criterio adecuado que se puede alcanzar realísticamente en tajeo de subniveles, que es el siguiente: 1. La superficie PPV de 10 mm/s puede excederse hasta en un 10% del número total de voladuras diarias. 2. El nivel no puede exceder 20 mm/s en ningún momento, inclusive durante las voladuras de masas.

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FIGURA 6.50 Niveles de vibración de superficie de voladuras de masas en las Minas de Mount Isa. Velocidad pico de partícula (mm/s) Voladuras de masas Toneladas por voladura Total de voladuras diarias. Voladuras de masas.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles 7 Refuerzo y Soporte de Roca 7.1

Introducción

El objetivo del sostenimiento o fortificación es mantener excavaciones seguras y abiertas para su propósito y vida útil previstos (Villaescusa, 1999a). En un contexto de tajeo abierto, la eficacia de una estrategia de sostenimiento es importante por dos razones esenciales: la seguridad del personal y del equipo comprendidos dentro del desarrollo del tajeo, y lograr la extracción más económica de mineral con una mínima dilución de los muros de tajeo definitivos. El tipo de sostenimiento o fortificación requerido en un lugar específico de tajeo depende de varios factores, que incluyen resistencia de la masa rocosa disponible, geometría de excavación, esfuerzos presentes en la roca, prácticas de voladura y proceso de la erosión o exposición a la intemperie (véase la Sección 1.4). Podrán emplearse dos técnicas de estabilización para mejorar y mantener la capacidad portante de una masa rocosa cerca de los límites de una excavación subterránea (Windsor y Thompson, 1992):

•

Refuerzo de roca Se considera “refuerzo”, de manera exclusiva, a los sistemas de componentes instalados en los taladros perforados en una masa rocosa; por ejemplo, la varilla roscada encapsulada en cemento, los estabilizadores de fricción y el anclaje con pernos de roca. Los elementos de refuerzo constituyen una parte integrante de una masa rocosa reforzada.

•

Soporte de roca Se considera “soporte”, de manera exclusiva, como los sistemas de componentes que se ubican en los frentes expuestos de las excavaciones; por ejemplo, las mallas, barras planas, el hormigón proyectado o shotcrete, y los arcos de acero. Los elementos de soporte son externos a la roca y responden a un movimiento interior importante de la masa rocosa que rodea a una excavación.

Los elementos de refuerzo brindan una estabilización efectiva al ayudar a una masa rocosa a sostenerse a sí misma (Hoek y Brown, 1980). Ello se logra impidiendo que se desmorone y mejorando las propiedades de auto-interconexión de una masa rocosa. Un patrón de refuerzo fortalece a la masa rocosa expuesta alrededor de una excavación, impidiendo el desprendimiento de bloques sueltos e incrementando la resistencia al cizallamiento de las discontinuidades geológicas intersecadas por los elementos de refuerzo. Ello da como resultado una zona reforzada que ayuda a redistribuir los esfuerzos alrededor de las excavaciones y asimismo minimiza la dilatación de las discontinuidades geológicas preexistentes. Una cuidadosa voladura y una correcta limpieza de la galería reducen la cantidad de roca suelta que deberá soportarse; por consiguiente, incrementa el comportamiento auto-estabilizante de una masa rocosa. En las minas de tajeo abierto por subniveles, la principal forma de estabilización de la excavación es provista por el patrón de refuerzo instalado en las diversas excavaciones de desarrollo del tajeo. Se requiere un soporte de roca tal como el provisto por la malla y el hormigón proyectado a fin de brindar limitación superficial en un patrón de refuerzo ubicado en los límites de la excavación. El refuerzo controla la estabilidad general de la excavación a través de las acciones de refuerzo del enchavetado, arqueo, viga mixta o compuesta (Windsor y Thompson, 1992), mientras que la malla o el hormigón proyectado sustentan los pequeños trozos de roca suelta que potencialmente pueden desprenderse dentro de un esquema de empernado (Figura 7.1). Se puede considerar que el sostenimiento consiste de combinaciones de sistemas de refuerzo y de soporte. Es práctica normal diseñar el refuerzo de modo que actúe conjuntamente con el soporte para formar un esquema de sostenimiento (Windsor y Thompson, 1992). Esto es, el sostenimiento es inmovilizado por una plancha mantenida en su lugar por el sistema de refuerzo. Si esta interacción en el collar del sistema de refuerzo falla, el esquema de sostenimiento no será eficaz en retener a la

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles roca inestable. Otro importante aspecto del diseño de sostenimiento es su respuesta general al volumen de deformación de la masa rocosa y la velocidad a la cual ésta ocurre.

FIGURA 7.1

Soporte y refuerzo de una masa rocosa fragmentada en bloques sometida a alto esfuerzo. 7.2

Terminología

Thompson y Windsor (1992) desarrollaron una clasificación para describir las formas, funciones, mecánica básica y comportamiento de los diferentes sistemas de soporte y refuerzo de roca comercialmente disponibles. El método clasifica a los sistemas de refuerzo actuales dividiéndolos en tres categorías básicas para explicar los mecanismos básicos de la transferencia de carga entre los elementos de refuerzo y una masa rocosa. El método facilita una descripción y comparación de dispositivos dentro de una categoría específica o entre categorías independientes. Las categorías se muestran en la Figura 7.2 y son descritas como Acoplado Mecánico Continuo (CMC por sus siglas en inglés), Acoplado por Fricción Continua (CFC) y Acoplado Mecánico y de Fricción Discontinua (DMFC). Algunos dispositivos típicos de refuerzo se agrupan de acuerdo a esta clasificación en la Tabla 7.1. Tipo CMC CFC DMFC

Vista longitudinal del elemento de refuerzo Región de superficie inestable Región interior estable Región de superficie inestable Región interior estable Región de superficie inestable Región interior estable

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FIGURA 7.2 Clasificación de la acción de refuerzo. (Después de Thompson, A.G. y Windsor, C.R., Un sistema de clasificación para el refuerzo y su uso en el diseño, en T. Szwedzicki, G.R. Baird, y T.N. Little, eds., Proceedings of the Western Australian Conference on Mining Geomechanics (Actas de la Conferencia sobre Geomecánica de Minas de Australia Occidental) Kalgoorlie, Australia Occidental, Australia (8-10 junio 1992, páginas 115-125, Western Australian School of Mines, Kalgoorlie, Australia Occidental, Australia).

TABLA 7.1 Clasificación de Dispositivos de Refuerzo Típicos Tipo CMC

CFC DMFC

Descripción Barras con lechada de cemento/resina en columna completa (perno CT cementado, barra deformada, barra roscada y Posimix cementado) Cables con inyección de cemento (cordón simple y geometría modificada) Estabilizadores de fricción (perno split set, perno de fricción y perno Swellex) Anclas mecánicas (pernos CT y HGB sin cementar, carcasa de expansión, ranura y cuña) Anclajes simples de cemento / cartucho de resina (perno de paleta, barra deformada y Posimix sin aglomerante)

Fuente: Thompson, A.G. y Windsor, C.R. Un sistema de clasificación para el refuerzo y su uso en el diseño, en T. Szwedzicki, G.R. Baird, y T.N. Little, eds., Proceedings of the Western Australian Conference on Mining Geomechanics (Actas de la Conferencia sobre Geomecánica de Minas de Australia Occidental) Kalgoorlie, Australia Occidental, Australia (8-10 junio 1992, páginas 115-125, Western Australian School of Mines, Kalgoorlie, Australia Occidental, Australia).

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Acoplado Mecánico Continuo

Un elemento de refuerzo de CMC depende de un adhesivo, generalmente una lechada a base de cemento o rejuntado a base de resina, que llena el anillo ubicado entre el elemento y el muro del taladro. La principal función de la lechada es proveer un mecanismo para la transferencia de carga entre la masa rocosa y el elemento de refuerzo. Los elementos de refuerzo generalmente están fabricados de formas transversales variables a fin de incrementar la fuerza de adhesión del elemento a la lechada. Una chaveta mecánica es creada efectivamente por la interferencia geométrica entre el elemento y la lechada a lo largo de toda la longitud de refuerzo. El elemento es definido como continuamente acoplado a la masa rocosa mediante el enclavamiento con lechada (Thompson y Windsor, 1992). 7.2.2

Acoplado de Fricción Continua

Un elemento de refuerzo de CFC es instalado en contacto directo con la masa rocosa. El mecanismo de transferencia de carga es una función de las fuerzas de fricción desarrolladas entre el elemento de refuerzo y el muro del taladro. La transferencia de carga es limitada por el pretensado radial creado durante la inserción inicial del elemento. La fuerza de adhesión es una función del diámetro del elemento, el diámetro del taladro y cualesquier irregularidades geométricas que ocurran en el muro del taladro. La tensión radial puede relacionarse con una fuerza a lo largo de la longitud del elemento de refuerzo y se logra deformando la zona transversal del elemento para acomodar al taladro. Ello puede lograrse, ya sea contrayendo una sección de elemento de mayor tamaño dentro de un taladro de menor tamaño (estabilizador de fricción), o expandiendo una sección de elemento de menor tamaño dentro de un taladro de mayor tamaño (perno Swellex). Una modificación de esta acción de refuerzo puede lograrse aplicando inyección de cemento a los pernos Split-set, tal como lo describen Villaescusa y Wright (1997). 7.2.3

Acoplado Mecánico y de Fricción Discontinua

Un dispositivo DMFC transfiere carga en dos puntos discontinuos; a saber, el collar del taladro y el punto de anclaje que se ubica a cierta profundidad dentro del taladro. La longitud del elemento entre los dos puntos discontinuos (placa y anclaje) se desacopla realmente de la masa rocosa. La transferencia de carga se limita luego a una extensión de anclaje relativamente corta. La transferencia de carga en el punto de anclaje puede lograrse, ya sea mediante un medio mecánico (anclaje con inyección) o medio de fricción (taco de expansión). La resistencia de un taco de expansión puede estar limitada por la resistencia de la roca en el muro del taladro y estos dispositivos se adecúan mejor a aplicaciones en roca dura (Villaescusa y Wright, 1999). Los anclajes con inyección de cemento pueden usarse en macizos rocosos suaves, en los que es posible lograr una alta transferencia de carga sobre un tramo corto, siempre y cuando el cartucho de resina no se enguante (Villaescusa et al., 2008). 7.2.4 Concepto de Transferencia de Carga El concepto de transferencia de carga es uno de los conceptos más fundamentales necesarios para entender cabalmente el comportamiento de un elemento de refuerzo. El concepto que se muestra en la Figura 7.3 podrá emplearse para comprender la acción estabilizadora de todos los dispositivos de refuerzo y su efecto en la estabilidad de la excavación. El concepto puede ser explicado por tres componentes básicos individuales (Windsor y Thompson, 1993):

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FIGURA 7.3 Conceptos de transferencia de carga y longitud de empotramiento 1. El movimiento de roca en el límite de la excavación, que ocasiona la transferencia de carga desde la roca inestable, cuña o losa hasta el elemento de refuerzo. 2. La transferencia de carga a través del elemento de refuerzo desde la porción inestable hasta una región interior estable dentro de la masa rocosa. 3. La transferencia de la carga del elemento de refuerzo al macizo rocoso en la zona estable.

La falla de un bloque de roca o capa de roca que esté siendo estabilizado podrá estar asociada con cualquiera de los tres componentes individuales de transferencia de carga debido a una insuficiente capacidad del acero (rotura del elemento de refuerzo) o inadecuada fuerza de adhesión (deslizamiento). 7.2.5

Concepto de Longitud de Empotramiento

La longitud de empotramiento es la longitud de un elemento de refuerzo en cualquiera de los lados de una discontinuidad geológica activa que define a un(a) cuña o bloque potencialmente inestables, tal como se ilustra en la Figura 7.4. La longitud de empotramiento crítica es la longitud mínima de empotramiento requerida para movilizar toda la capacidad de refuerzo del sistema. Las superficies de empotramiento cortas dentro de una región inestable pueden ser compensadas por el hecho de que una placa frontal debidamente alineada brinda suficiente limitación de superficie como para movilizar la capacidad del sistema. Las longitudes de empotramiento cortas dentro de la región estable son más críticas, especialmente cuando un elemento de refuerzo es instalado a un ángulo desfavorable con respecto a la superficie libre.

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FIGURA 7.4 Deslizamiento dentro de una región estable debido a una insuficiente longitud de empotramiento

7.2.6

Indicadores de Rendimiento del Refuerzo

Una serie de parámetros podrán utilizarse para caracterizar el rendimiento de diferentes sistemas de refuerzo. A falta de poder simplemente simular la carga axial y carga de cizallamiento del refuerzo, el rendimiento del refuerzo generalmente se caracteriza por la respuesta de desplazamiento de fuerza de un sistema de refuerzo sujeto a carga axial. La Figura 7.5 muestra una respuesta genérica de desplazamiento de fuerza con anotaciones de una serie de indicadores de rendimiento del sistema de refuerzo. Los indicadores de rendimiento podrán agruparse como sigue (Thompson et al., 2012):

• Capacidades de fuerza Fuerza máxima FMAX Fuerza residual a desplazamiento máximo FRES • Capacidades de desplazamiento δp desplazamiento a máxima fuerza δMAX desplazamiento máximo • Rigidez Kti Rigidez tangencial inicial Ksp Rigidez secante a máxima fuerza Ksr Rigidez secante a desplazamiento máximo • Capacidad de absorción de energía La capacidad de absorción de energía es equivalente al área entre la curva de desplazamiento de fuerza y el eje de desplazamiento y corresponde al rendimiento del desplazamiento sometido a carga dinámica.

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Ep Absorción de energía hasta la fuerza máxima Er Absorción de energía a desplazamiento máximo

FIGURA 7.5 Respuesta de desplazamiento de fuerza para un sistema genérico de refuerzo sometido a carga axial

Otros parámetros podrán requerir considerarse si el sistema de refuerzo está cargado predominantemente en cizalladura. Por ejemplo, se sabe que el cordón es más flexible cuando se carga en cizalladura que en una barra sólida y puede, por consiguiente, sostener mayores desplazamientos de cizalladura. La capacidad de un sistema de refuerzo de sostener los desplazamientos de cizalladura es mejorada desacoplando el elemento de la inyección de cemento, pues permite que el desplazamiento axial del elemento se distribuya sobre una mayor extensión del elemento cerca de la discontinuidad. 7.3 Diseño del Sostenimiento o Fortificación El diseño del sostenimiento en la mayoría de operaciones de tajeo se basa en la experiencia previa y evoluciona a través de una serie de años. En muchos casos, podrá no haber nada técnicamente incorrecto con respecto a los diseños, y el rendimiento podrá considerarse aceptable. Sin embargo, las condiciones de la masa rocosa generalmente cambian con el avance de una mina (por ejemplo, los esfuerzos se incrementan a medida que la profundidad del minado aumenta y cuando la extracción global se eleva) y, en forma concordante, el rendimiento del sostenimiento o fortificación podrá variar y ser inaceptable. Asimismo, las medidas de sostenimiento o fortificación basadas en la experiencia podrán no ser óptimas. En otras palabras, el refuerzo instalado y las capacidades de soporte podrán no satisfacer la demanda de la masa rocosa. Un procedimiento de diseño formal de sostenimiento (Thompson et al., 2012) se propone: 1. Identificar la demanda de la masa rocosa

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles 2. Seleccionar los sistemas de refuerzo y soporte con respuestas de características apropiadas 3. Especificar su disposición El procedimiento genérico consiste de varios pasos diferentes (Thompson et al., 2012): 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7.

Identificar un mecanismo de falla Estimar la demanda del soporte de área Estimar la longitud, fuerza y demanda de desplazamiento del refuerzo Estimar la demanda de energía Seleccionar sistemas apropiados de refuerzo y soporte. Proponer la disposición de sistemas de refuerzo y soporte y evaluar Especificar el esquema completo de sostenimiento

Este procedimiento podrá necesitar aplicarse a varios mecanismos de falla distintos observados. En la mayoría de casos, no es posible realizar diseños formales debido a que las variables de la masa rocosa que definen la demanda no se pueden cuantificar con ningún grado de confianza. Sin embargo, la demanda de la masa rocosa podrá usualmente ser definida cualitativamente en términos de baja, media, alta, muy alta y extremadamente alta presión de reacción, desplazamiento de superficie en falla y demandas de energía por metro cuadrado (Tabla 7.2). Estas descripciones cualitativas de la demanda de la masa rocosa podrán luego ser satisfechas mediante sistemas de refuerzo que puedan clasificarse usando las especificaciones límite respectivas (véase la Figura 7.40). El proceso de diseño es más complicado cuando el macizo rocoso experimenta sismicidad y el sostenimiento está sujeto a carga dinámica. Para el diseño de sostenimiento dinámico es necesario considerar el tipo de eventos sísmicos que se anticipa ocurrirán, asociados con el deslizamiento en las principales estructuras o la propagación inestable de falla del macizo rocoso y su proximidad con las excavaciones donde se instalarán el refuerzo y soporte. Idealmente, el evento de diseño deberá basarse en la historia de eventos sísmicos en una mina específica y su correlación con otros factores influyentes importantes, tales como las grandes fallas y las concentraciones de esfuerzos (inducidas por el minado) relativos a la resistencia de la masa rocosa (Kaiser et al., 1996). Este procedimiento asume que el evento de diseño es remoto desde las superficies de una excavación. Sin embargo, es también posible que la fuente del evento se encuentre en inmediata proximidad al muro de una excavación. En este caso el mecanismo de falla dará como resultado una forma diferente de carga dinámica del sostenimiento. Cabe mencionar que se han medido valores muy altos de PPV sin que estén asociados con falla y expulsión de roca (Fleetwood, 2010). TABLA 7.2 Demanda Típica de Macizo Rocoso para el Diseño del Sostenimiento Fuente: Modificada de Thompson, A.G. et al., Geotech, Geol. Eng. 30(3) 553, 2012.

7.3.1

Ubicación de la Falla debida a Sobreesfuerzo

El análisis de esfuerzos alrededor de excavaciones subterráneas en roca puede lograrse utilizando una serie de diferentes técnicas de análisis numérico. Éstas podrán fluctuar, de simples análisis elásticos lineales ejecutados en dos dimensiones, a complejos análisis no lineales en tres dimensiones. Para las geometrías complejas, no se puede esperar que los análisis en dos dimensiones brinden una orientación significativa sobre las ubicaciones de las fallas. Por otro lado, puede anticiparse que los análisis citados en último término brinden el mayor detalle y la mayor comprensión de los cambios operados en los esfuerzos de roca a medida que se forman las excavaciones y avanza la extracción. Sin embargo, debido a su complejidad, éstos requieren que se destinen importantes recursos en pruebas o ensayos para obtener propiedades de material realistas y múltiples análisis repetidos para calibrar los modelos con observaciones y experiencia documentadas in situ (Pardo y Villaescusa, 2012).

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Un enfoque intermedio es usar el análisis lineal elástico en tres dimensiones (por ejemplo, Wiles et al., 2004). Este enfoque es capaz de modelar complejos modelos tridimensionales de excavaciones y secuencias para identificar regiones de concentraciones de alto esfuerzo y volúmenes de roca donde se podría esperar se excede la resistencia de la masa rocosa (Figura 7.6). Nuevamente, sin embargo, es esencial que el modelo se calibre con experiencia documentada. La limitación de este enfoque es que la redistribución de esfuerzos con posterioridad a una falla progresiva en el macizo rocoso no podrá determinarse. No obstante, el resultado más importante de los análisis es identificar áreas que pueda anticiparse experimentarán problemas de estabilidad de suelo debido a un excesivo esfuerzo. Otra metodología es la reportada por Beck y Duplancic (2005). La base de este método es el programa computarizado Abaqus de modelado no lineal tridimensional, que puede emplearse para predecir las curvas de reacción de la tierra en distintos lugares para secuencias de extracción diferentes. La liberación de energía asociada con la curva de reacción del suelo en el lugar específico puede también predecirse (Beck et al., 2010).

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7.3.2

Profundidad de la Falla: Esfuerzo o Deformación Controlados

La profundidad de falla de la masa rocosa alrededor de excavaciones puede estimarse calculando los factores de resistencia aplicables al macizo rocoso cerca de la superficie de excavaciones. El objeto del análisis de la falla de roca intacta es determinar la profundidad de la falla para proporcionar estimados, tanto de la demanda de extensión del refuerzo, como de la demanda de capacidad de soporte y refuerzo. En este punto, cabe advertir que puede ser posible minimizar o eliminar la falla de la roca intacta modificando la excavación, de un perfil de techo plano a un perfil arqueado. Los análisis han demostrado que los esfuerzos en roca en los techos y bermas de las excavaciones rectangulares son más elevadas que cuando la excavación incorpora un perfil arqueado (Figura 7.7). Martin et al. (1997) han descubierto que los beneficios de un perfil de techo arqueado aplican tanto a ambientes de bajo esfuerzo, como a los de alto esfuerzo. En ambos casos, el perfil de arco reduce el volumen de roca fallada que necesita sustentarse. Sin embargo, en ambientes de esfuerzo intermedio, se detectó que un perfil de techo plano mejoraba la estabilidad del techo, forzando y limitando la falla inducida por esfuerzo a las regiones confinadas de las banquetas o bermas.

FIGURA 7.6 Zonas de daño modeladas para el diseño del refuerzo de roca

Para predecir el volumen probable de falla, un emplazamiento específico requeriría estimados de los esfuerzos in situ y de la resistencia y rigidez de la roca in situ. Para las formas de excavación simple, podrían utilizarse métodos gráficos basados en soluciones analíticas simples, en forma cerrada, basados en la teoría de la elasticidad, tales como los presentados en otros libros de texto (por

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles ejemplo, Hoek y Brown, 1980). Alternativamente, el uso de programas de análisis de esfuerzo permitirá la distribución del esfuerzo alrededor de las formas reales de excavación a analizarse. Dicho análisis podría incorporar un criterio de falla apropiado (por ejemplo, Wiles et al., 2004 – véase el Capítulo 5). Dicho criterio de falla permite estimar la profundidad de la falla.

FIGURA 7.7 Perfiles de excavación para desarrollo de mina en roca dura.

La profundidad de la falla, aparejada de un estimado de coeficiente de esponjamiento o abultamiento, permite hacer un estimado de la expansión de la superficie de roca. Los estimados de profundidad y volumen de falla proporcionan las demandas de la masa rocosa que requieren ser satisfechas por los sistemas de refuerzo en términos de su extensión (longitud), potencia (fuerza) y capacidades de desplazamiento. El enfoque utilizado por Beck y Duplancic (2005) es realizar un análisis de esfuerzo no lineal (usando Abaqus) y luego definir la profundidad y volumen de la falla en base a las deformaciones plásticas calculadas. 7.3.3

Profundidad de la Falla: Estructuralmente Controlada

En los macizos rocosos estructurados es posible estimar rangos de tamaños de bloques formados de combinaciones de discontinuidades con diferentes orientaciones, persistencia y espaciamiento. Se requieren técnicas de caracterización de la masa rocosa para determinar los tamaños y formas probables de los bloques inestables a ser sustentados por esquemas de refuerzo adecuados. Dependiendo de las características del esquema de refuerzo escogido, deberá diseñarse e instalarse una adecuada longitud de empotramiento que asegure la total capacidad del sistema.

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FIGURA 7.8 Gran cuña potencialmente inestable reforzada con empernado con cable

Un razonamiento similar aplica para el reforzamiento de grandes cuñas inestables que utiliza pernos de cable (Figura 7.8). A través de los años, se han desarrollado una serie de procedimientos para examinar la estabilidad de los bloques de roca simples y múltiples. Los lectores pueden consultar a Thompson (2002) para acceder a un análisis integral, razonablemente reciente, de dichos métodos. Los análisis de estabilidad de bloque simple reforzado pueden realizarse utilizando el programa Roscience Unwedge o los módulos incluidos en el paquete SAFEX desarrollado por Thompson (2002). Un método de diseño probabilístico desarrollado por Windsor (1999) también se encuentra incorporado en el paquete SAFEX. Este método utiliza la variabilidad de las orientaciones, persistencia y espaciamiento del grupo de discontinuidad, con la geometría de la excavación, a fin de predecir el rango de posibles formas y tamaños de bloques. Dicha información es luego utilizada para predecir las longitudes de los refuerzos y la presión de sostenimiento que requiera proporcionarse. Se podrá usar el programa 3DEC tridimensional de elementos distintos de ITASCA para modelar la estabilidad de los conjuntos de bloques. El programa permite el análisis de la cinemática de las interacciones entre bloques y puede usarse para modelar los mecanismos de fallas, redistribuciones de esfuerzo y efectos del refuerzo. Un enfoque alternativo, nuevamente incorporado al paquete SAFEX, permite el modelado de descubrimientos progresivos en los conjuntos de macizos rocosos fragmentados y el análisis de la estabilidad del bloque reforzado. Dicho enfoque es descrito al detalle por Thompson (2002). 7.3.4

Concepto de Curva de Reacción del Suelo

El concepto de demanda de desplazamiento y refuerzo adecuado es mejor descrito en términos de una curva de reacción del suelo. La Figura 7.9 muestra una curva típica de reacción del suelo (Windsor y Thompson, 1998), que es la relación entre el esfuerzo radial y el desplazamiento radial en el límite de una excavación. La dirección radial es normal a la superficie de excavación. El esfuerzo reduce su valor antes de la excavación. Para una excavación estable, el esfuerzo radial se reducirá a cero a un determinado desplazamiento. Para las superficies de excavación inestables se requiere una fuerza limitante (de soporte y/o refuerzo) para mantener la estabilidad de la masa rocosa

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles y la forma de la excavación. La experiencia ha demostrado que podrá alcanzarse una condición de equilibrio limitando los desplazamientos, de modo que la roca ayude a mantener la estabilidad. Los grandes desplazamientos están acompañados por un aflojamiento de la masa rocosa y podrán llevar a un mayor requerimiento de fuerza estabilizadora a medida que se expanda el volumen de falla. Se podrá usar métodos no lineales de modelamiento numérico para cuantificar la curva de reacción del suelo para una masa rocosa y una forma de excavación determinadas. Se sabe que la demanda de desplazamiento será función del régimen de esfuerzo y de las propiedades mecánicas y reológicas de la roca. Por ejemplo, la falla en las rocas que se comporta de manera dúctil está acompañada de importantes desplazamientos de fluencia posteriores a la deformación plástica.

FIGURA 7.9 Curva de reacción del suelo que muestra la reducción de fuerza con el mayor desplazamiento.

Por otro lado, la falla en roca frágil podrá estar acompañada de una expulsión de material de alta energía en pequeños desplazamientos. Los diferentes tipos de comportamiento de la masa rocosa requieren esquemas de soporte y refuerzo con características nítidamente diferentes. Beck et al. (2010) han utilizado el programa Abaqus para predecir las curvas de reacción del suelo. Si la curva puede predecirse, entonces es posible diseñar soporte de suelo con una adecuada respuesta de desplazamiento de fuerza y capacidades, de modo de satisfacer la demanda de presión, desplazamiento y energía de la masa rocosa.

7.3.5

Soporte de Suelo para Roca Masiva y Bajo Esfuerzo

Las masas rocosas masivas están caracterizadas por un limitado número de grupos de discontinuidad con limitada persistencia y amplio espaciamiento entre miembros de grupos. Tal como se ilustra en la Figura 7.10, las discontinuidades no persistentes no se intersecan para formar bloques diferentes de rocas. Se puede anticipar que las excavaciones formadas en roca masiva mediante perforación y voladura tendrán algún daño por efecto de la voladura e inestabilidades de superficie

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles localizadas que puedan reducirse. Sin embargo, de una perforación y voladura controladas podrán resultar perfiles limpios. Este tipo de roca no requeriría soporte de superficie o refuerzo interno al momento de formar la excavación. Sin embargo, se debe tener en cuenta que podrían ocurrir cambios en las condiciones de esfuerzo como resultado del minado futuro.

7.3.6

Soporte de Suelo para Roca Masiva y Moderado Esfuerzo

La creación de excavaciones en roca masiva en un campo de pre-minado de esfuerzo moderado podrá ocasionar concentraciones de esfuerzo localizado en diferentes sitios circundantes al límite de la excavación. La Figura 7.11 muestra cómo los esfuerzos podrán causar falla en una de las bermas y base del muro en el otro extremo de la excavación. Dichas fallas son inducidas por fisuración por tracción orientada normalmente al esfuerzo principal. El control post-falla de la berma podrá lograrse, ya sea con malla u hormigón proyectado, y con un empernado sistemático para la sujeción del soporte. Es también probable que la falla en la base del muro pueda socavar la roca que lo recubre y propagarse hacia arriba. Para mantener la estabilidad de la base, deberá usarse soporte limitado por refuerzo.

7.3.7

Sostenimiento para Roca Masiva y Alto Esfuerzo

Los regímenes de alto esfuerzo in situ o esfuerzo inducido pueden exceder la resistencia de la roca intacta y de la masa rocosa. Los modos de falla podrán ser similares a los mostrados por el esfuerzo moderado; sin embargo, podrán ocurrir de manera más violenta debido a la energía almacenada en el macizo rocoso. Asimismo, en una región de roca sometida a grandes esfuerzos, el deslizamiento repentino sobre las principales discontinuidades en las cercanías de la excavación es más probable con la liberación de energía asociada, en forma de ondas de presión y ondas de esfuerzo cortante que estimulan a la roca cercana a los límites de las excavaciones. Dichas ondas de presión y ondas

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles de esfuerzo cortante ocasionan cambios en los esfuerzos y en las vibraciones locales que podrán ser suficientes como para iniciar la falla, el aflojamiento y la expulsión de la roca, tal como se ilustra en la Figura 7.12. En estas circunstancias donde todas las superficies de excavación son probables de ser afectadas, se sugiere soporte que utilice hormigón proyectado reforzado con malla (embutido) (Morton et al., 2009b) limitado por refuerzo. El hormigón proyectado está en estrecho contacto con la roca y brindará una respuesta inmediata a cualquier movimiento de la masa rocosa que preceda al evento sísmico remoto desde la excavación. Como se indicó previamente, los pequeños incrementos en el menor esfuerzo principal que es normal a superficies de excavación podrá incrementar la resistencia de la masa rocosa e inhibir la propagación de la fractura. No obstante, si la roca falla violentamente, el hormigón proyectado podrá no tener la suficiente resistencia a la rotura como para absorber la energía asociada con la falla y podrá agrietarse localmente de modo que los desplazamientos localizados no puedan ser tolerados aún si el hormigón proyectado está reforzado con fibras (Morton et al., 2009b). Una capa de malla limitada por pernos es flexible y por ende será capaz de sustentar o sostener grandes movimientos de macizo rocoso y retener al hormigón proyectado fallado (Figura 7.13).

FIGURA 7.12

Falla violenta inducida por esfuerzo, con expulsión de roca. Los tipos de pernos que se empleen para el hormigón proyectado y la limitación de malla podrán requerir ser especialmente diseñados para permitir el abultamiento de roca asociado con la falla de masa rocosa. Por ejemplo, el elemento de refuerzo podrá necesitar ser simplemente descementado de la roca, cerca del collar. Si los desplazamientos potenciales son mayores que la elongación del elemento, podrán requerirse anclajes especialmente diseñados, que se deslicen. En ambos casos, se reduce la rigidez de respuesta al movimiento de masa rocosa y ello podrá resultar en aflojamiento de la masa rocosa. Si ésta es una inquietud, podrá ser más apropiado emplear una combinación de sistemas de refuerzos rígidos y flexibles.

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FIGURA 7.13 Gran deformación permitida por el hormigón proyectado reforzado por malla (a) Refuerzo de hilo soldado y (b) Refuerzo de hilo tejido.

7.3.8

Sostenimiento para Roca Estratificada y Bajo Esfuerzo

Los macizos rocosos estratificados se caracterizan por planos continuos, aproximadamente paralelos, con juntas en forma de cruz. En la roca sub-horizontalmente estratificada con juntas en forma de cruz, los muros serán estables pero se requiere de esfuerzos horizontales para mantener las juntas verticales cerradas y crear resistencia de fricción vertical al desplazamiento descendente del techo. Consecuentemente, si los esfuerzos son bajos, la resistencia de fricción será insuficiente para impedir que la roca entre las juntas verticales caiga. Podrá ocurrir un colapso progresivo hasta que se forme un arco estable, tal como se ilustra en la Figura 7.14. La necesidad de soporte dependerá del espaciamiento que exista entre las juntas verticales; esto es, si el espaciamiento es pequeño, se requerirá malla u hormigón proyectado para extenderse entre la limitación proporcionada por el refuerzo. Debería instalarse refuerzo con el fin de intersecar las juntas verticales en ángulo oblicuo y mejorar la resistencia al cizallamiento. En su defecto, el refuerzo instalado verticalmente podrá requerir ser de mayor longitud para penetrar más allá de la altura potencial del arco estable. Cuando la estratificación buza relativa a una excavación, son posibles varios y diferentes modos de falla, tal como se ilustra en la Figura 7.15. A falta de juntas de cizallamiento transversal, se forman vigas en voladizo en el techo de la excavación. Tensiones de tracción se formarán en la parte superior del voladizo, formándose grietas cerca del estribo o berma. Dichas grietas penetrarán toda la profundidad de la estratificación y caerán lajas rocosas dentro de la excavación. Este modo de falla puede prevenirse mediante la instalación de refuerzo, a fin de restringir el extremo libre del voladizo. En el muro izquierdo podrá ocurrir un modo de falla de volcamiento, especialmente si el daño por voladura (que con frecuencia se observa) socava la base del muro. Este tipo de falla podrá controlarse mediante la instalación de refuerzo en ángulo ascendente para intersecar las capas o estratos buzando. Si los estratos son delgados, podrá requerirse soporte de malla. De ser posible, la hilera inferior de refuerzo deberá instalarse en forma horizontal, de modo de cruzar más allá de la línea de intersección con el piso de arrastre. En el muro de la derecha podrá ocurrir una falla por deslizamiento. Dicho modo de falla se podrá controlar mediante la instalación de refuerzo horizontal que interseque los estratos y mejore la resistencia al cizallamiento. El refuerzo no debería instalarse en forma paralela a los estratos. Nuevamente, podrá requerirse malla para los estratos delgados.

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FIGURA 7.15 Volcamiento y deslizamiento flexural en macizos rocosos estratificados.

7.3.9

Sostenimiento para Roca Estratificada y Moderado Esfuerzo

Para los esfuerzos moderados en roca estratificada el modo de falla podrá involucrar una secuencia de pandeo, seguida por hinchamiento (abultamiento) y eventual fisuración y falla, tal como se ilustra en la Figura 7.16. La flexión inicial (pandeo) es iniciada por las fuerzas de gravedad. Luego del pandeo, los esfuerzos inducidos propician un incremento en los momentos flexores tanto en el centro del tramo como en los estribos. Dichos momentos flexores derivan en esfuerzos de tracción en la superficie inferior de la sección estructural de la roca en el centro del tramo y en la superficie superior cerca de los estribos. Dichos esfuerzos de tracción ocasionan la propagación de la fisuración y eventualmente podrán formarse dos segmentos nítidos de viga.

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FIGURA 7.16 Falla de pandeo y fisuración en roca estratificada.

A este mecanismo de comportamiento comúnmente se le denomina viga “Voussoir” o viga seccionada, y su estabilidad es controlada por la resistencia y rigidez de la roca y la rigidez horizontal en las bermas de arrastre (Diederichs y Kaiser, 1999). Este mecanismo es controlado con mayor eficacia intentando mejorar la resistencia al cizallamiento entre los estratos individuales para formar una viga más gruesa con una mayor resistencia a la flexión y pandeo (abombamiento). La resistencia al cizallamiento del sistema de refuerzo para este mecanismo es más importante que la resistencia a la tracción. 7.3.10 Sostenimiento para la Roca Estratificada y Alto Esfuerzo La Figura 7.17 muestra una masa rocosa estratificada en la que la excavación se ha formado en una roca de menor rigidez que los estratos superiores e inferiores. Luego de la extracción, la roca menos rígida intentará dilatarse más horizontalmente que la roca más rígida. Esta dilatación diferencial tendrá como resultado que se desarrollen tensiones de cizallamiento entre los estratos. Dichas tensiones podrán originar fisuraciones verticales en los estratos menos rígidos y fisuraciones de tracción y fallas por cizallamiento en los estratos más rígidos cerca de las bermas y bases de los muros, tal como se ilustra. La dilatación de los muros en la roca menos rígida podrá ser controlada (mas no prevenida) por la instalación de refuerzo horizontal. Las fallas por cizallamiento y potencial sobrequiebre desde el techo podrán controlarse mediante refuerzo angulado dentro de las bermas y verticalmente en el centro del tramo. 7.3.11 Sostenimiento para Rocas Fragmentadas y Bajo Esfuerzo Los macizos rocosos fragmentados se caracterizan por la ocurrencia frecuente de discontinuidades de roca con persistencia y espaciamiento variables. La estabilidad de los bloques en la roca fragmentada es controlada por las fuerzas que actúan sobre los bloques y las resistencias al cizallamiento de los fragmentos que forman las caras. En muchos casos, en el momento en que se forma la excavación, los bloques no están totalmente formados; esto es, las caras de los bloques tienen puentes de roca intactos.

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FIGURA 7.17 Separación, cizalladura y deslizamiento en roca estratificada.

FIGURA 7.18 Grandes bloques continuos (discretos) cayendo o deslizándose desde una masa rocosa.

Los puentes de roca podrán ser lo suficientemente fuertes como para mantener la estabilidad de los bloques en este momento. Sin embargo, los cambios en los esfuerzos ocasionados por la excavación podrán determinar que las discontinuidades pre-existentes se propaguen a través de los puentes de roca para crear bloques totalmente formados. Después de este tiempo la estabilidad del bloque es controlada por las orientaciones de las caras y por las resistencias al cizallamiento de las caras totalmente formadas. En un ambiente de bajo esfuerzo, los esfuerzos normales que actúan en todas las caras fragmentadas son bajos y por ende las resistencias al cizallamiento por fricción son igualmente bajas. Los esfuerzos de cizalladura que resisten al deslizamiento o a la caída son insuficientes para impedir los modos de falla mostrados en la Figura 7.18. En esta figura, las discontinuidades son ampliamente espaciadas y podrían ser controladas mediante refuerzo instalado en forma normal a las caras de la excavación. Se requiere un estimado del tamaño máximo del bloque para permitir que se seleccione una adecuada longitud de elemento de refuerzo de modo que penetre más allá de la roca inestable dentro de una región de macizo rocoso que sea estable.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Alternativamente, si las discontinuidades están estrechamente espaciadas, tal como se ilustra en la Figura 7.19, se requiere también soporte de superficie para impedir un desmoronamiento y colapso progresivo a gran escala. En un ambiente de bajo esfuerzo, la malla es suficiente para retener el volumen de roca fallada. Sin embargo, como la malla no brinda inmediata restricción al aflojamiento, el volumen de falla puede ser mayor y más profundo que si se hubiese utilizado hormigón proyectado para brindar una respuesta inmediata al aflojamiento de la masa rocosa. Esta observación es un factor importante cuando se considera la demanda de longitud de refuerzo.

FIGURA 7.19

Desmoronamiento y colapso progresivo de pequeños bloques. 7.3.12 Sostenimiento para Roca Fragmentada en Bloques y Esfuerzo Moderado Un macizo rocoso fragmentado en un campo de esfuerzo moderado podrá comportarse de manera similar a una masa rocosa. Esto es, los esfuerzos normales que actúen a través de las superficies fragmentadas podrán determinar que las resistencias al corte sean mayores que las tensiones de cizallamiento que estén actuando. Si éste es o no el caso depende de las orientaciones de las superficies fragmentadas con relación a las orientaciones de los esfuerzos. Si las fragmentaciones no se deslizan, podrán ocurrir entonces fisuras por tracción, tal como se ilustra en la Figura 7.20. Dichas fisuras por tracción podrán fusionarse e interactuar con las grietas o fragmentaciones preexistentes para formar bloques que se deslicen y roten, y originar una dilatación general de la masa rocosa y una deformación de los límites de la excavación. Se requiere de soporte tanto como de refuerzo para controlar este tipo de comportamiento de la masa rocosa. Para el soporte se podrá emplear hormigón proyectado, conjuntamente con el refuerzo utilizado para restringir el soporte y mejorar la resistencia a cizalladura de las fracturas.

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FIGURA 7.20 Agrietamiento (fisuración), trituración, deslizamiento y dilatación originados por la tracción.

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7.3.13 Sostenimiento para la Roca Fragmentada y Alto Esfuerzo Como en el caso del esfuerzo moderado, una masa rocosa fragmentada podrá comportarse como una roca masiva. Ello depende, una vez más, de las orientaciones de las discontinuidades con relación a los esfuerzos. En consecuencia, los modos de falla ilustrados en la Figura 7.21 son similares a los mostrados en la Figura 7.12. No obstante, los requerimientos de soporte y refuerzo son diferentes. La falla en la berma derecha debería resultar en pérdida de confinamiento horizontal en todo el techo, y los bloques fallarían posteriormente debido a la carga de la gravedad. La falla en la base del muro propiciaría socavación en los bloques suprayacentes y falla. La experiencia indica que se requeriría hormigón proyectado reforzado con malla (empotrado) para brindar soporte con respuesta inmediata (por el hormigón proyectado) y post-falla (por la malla) a las deformaciones de la masa rocosa. El refuerzo se utilizaría tanto para restringir al hormigón proyectado reforzado con malla, como para estabilizar las discontinuidades de roca cercanas a la excavación. Tal como se indicó previamente, las superficies pueden ser estables inmediatamente después de crearse la excavación. Sin embargo, en roca muy fatigada, las grietas podrán formarse gradualmente y propagarse con el tiempo. El área de grietas por volumen de roca podrá exceder eventualmente algún valor crítico, en cuyo momento la roca fallará violentamente expulsando fragmentos de roca tal como se ilustra en la Figura 7.22. El tiempo posterior a la formación de la excavación en la que ocurre este fenómeno podrá fluctuar de segundos a semanas. Estos eventos constituyen por ende un principal peligro en una mina, pues la expulsión puede ocurrir antes de que se instale un sostenimiento adecuado o puede ocurrir desde el frente de una excavación durante las operaciones de perforación y carga. Nuevamente, se requiere hormigón proyectado reforzado con malla y de refuerzo en una masa rocosa susceptible de este tipo de modo de falla. Al igual que con los otros tipos de roca y condiciones antes descritas, una excavación puede ser estable por los esfuerzos que actúen localmente. Sin embargo, en una masa rocosa excesivamente fatigada, existe la posibilidad de un deslizamiento en las principales características estructurales discretas a cierta distancia de la ubicación específica de la excavación.

FIGURA 7.21 Trituración y desprendimiento (desconchado) debidos a alto esfuerzo.

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FIGURA 7.22 Expulsión de material debida a que los esfuerzos exceden la resistencia de la roca en el límite de una excavación.

FIGURA 7.23 Separación y expulsión de un bloque discreto (continuo) debido a las ondas sísmicas de un evento remoto de la excavación.

Como se indicó previamente, estos deslizamientos repentinos, impredecibles, podrán liberar energía a manera de ondas de presión y ondas de cizalladura que eventualmente alcancen a la excavación (Figura 7.23). Dichas ondas se reflejan en el límite de la excavación y podrán ocurrir cambios en los esfuerzos que sean suficientes como para ocasionar la propagación de la grieta, de la falla y la expulsión masiva de roca. 7.3.14 Diseño de acuerdo con las Normas Precedentes Las normas precedentes podrán ser aplicadas en conjunto con los conceptos detallados en las secciones anteriores. En las siguientes secciones se abordan los sistemas más comunes en uso y se proporciona breves detalles al respecto. Se deja a criterio del lector examinar las fuentes de información y evaluar si una norma o sistema específico podrá ser de aplicación en cualquier circunstancia determinada. Las normas precedentes, basadas en el retroanálisis del refuerzo que se utilizó y se consideró eficaz en estructuras de ingeniería civil, fueron desarrolladas a fines de los años 1950s (Lang, 1961). Debe notarse que estas normas no toman en cuenta la calidad de la masa rocosa y los regímenes de refuerzo en base a los cuales se formaron las excavaciones. Para la longitud de refuerzo y el espaciamiento entre pernos, se ha determinado que las siguientes normas son de aplicación:

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles LMIN = La mayor entre 2s, 2b, B (B 6 (más de 2 sistemas de fracturas) JrQ1/3

(7.13)

En la mayoría de macizos rocosos, el valor Jn será mayor de 6 y por lo tanto la Tabla 7.3 muestra la variación de Proof pronosticada utilizando la Ecuación 7.13 para macizos rocosos que fluctúan en calidad desde muy pobre hasta bueno. Notar que el valor SRF puede variar de 0.5 a 20 (véase la

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Figura 5.10) con los correspondientes cambios sustanciales en el valor Q y los valores pronosticados de Proof. Una demanda de presión de 312 kPa podrá ser satisfecha mediante pernos de cable de dos cordones (capacidad de 500 kN) en un patrón de 1.25 m por 1.25 m. Sin embargo, en roca de mala calidad, este refuerzo necesitaría ser complementado por una capa de hormigón proyectado para retener los tamaños de los pequeños bloques. Para otros sistemas de refuerzo podrán efectuarse similares cálculos, de modo de satisfacer las otras demandas de presión dadas en la Tabla 7.3. A medida que los niveles de esfuerzo se incrementan y la liberación de energía que acompaña a la falla aumenta, se puede concluir que existe necesidad de una mayor fuerza y mayores capacidades de desplazamiento tanto en el refuerzo como en el soporte. Tabla 7.3 Ejemplos de Presión de Soporte de Techo como Función del Valor Q

Parámetro RQD Jn Jr Ja Jw SRF Q Proof

Calidad de Roca Muy pobre Pobre 25 50 12 12 1 1 4 2 1 1 2 2 0.26 1.04 312 197

Regular 75 9 1.5 1 1 2 6.25 73

Buena 95 9 2 1 1 2 10.6 46

La elección de una adecuada rigidez es una tarea inherentemente difícil cuando se basa simplemente en una clasificación tal como el sistema Q. Un elemento de mayor rigidez puede detectar el movimiento de roca con menos desplazamiento. Sin embargo, el castigo es una mayor fuerza generada en el elemento. Por otro lado, un elemento de baja rigidez permite un mayor desplazamiento pero no puede absorber la energía liberada antes de que el macizo rocoso se haya aflojado lo suficientemente, hasta un punto en el que los requerimientos de capacidad funcional significan que efectivamente ha ocurrido una falla. Una forma de estimar la demanda de desplazamiento podrá consistir simplemente en asumir que el cambio de esfuerzo (de preminado a postminado) ocurre sobre un tramo (L) observado para una faena minera específica, y los módulos de deformación de macizo rocoso (Em) podrán estimarse desde una de las varias expresiones disponibles en la literatura (por ejemplo, Serafim y Pereira, 1983; Hoek y Brown, 1997; Zhang y Einstein, 2004; Hoek y Diederichs, 2006): Em = 10

RMR-10

(GPa) (para σc > 100 MPa)

(7.14)

40

Em = √ σc 10 GSI-10 (GPa) (para σc < 100 MPa) 40 100

(7.15)

donde RMR es definido por Bieniawski (1976) GSI es el Indice Geológico de Resistencia propuesto por Hoek (1994) (véase también Hoek et al., 1995). La más actualizada de estas expresiones es probablemente aquélla que se le atribuye a Hoek y Diederichs (2006) y dada por la Ecuación 4.21. El desplazamiento, δ, es entonces dado por:

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δ = ∆σ L Em

(7.16)

Por ejemplo, si la declinación del esfuerzo promedio es 40 Mpa en una masa rocosa con E= 50 GPa sobre un tramo de 2 m, δ = 1.6 mm. En base a la experiencia, este desplazamiento es considerado como irrealmente bajo para una masa rocosa excesivamente fatigada donde se podría esperar que el aflojamiento acompañe al destensado. Un enfoque alternativo es usar la deformación plástica obtenida de un análisis no lineal de esfuerzos. Si se asume que la deformación plástica es aproximadamente 5% sobre una profundidad de 2 m, el desplazamiento asociado del muro de excavación es aproximadamente 100 mm. Otro enfoque podría ser considerar la profundidad de falla y el aumento de volumen asociado con la falla y dilatación de la masa rocosa. Por ejemplo, si se observa que la profundidad de la falla es aproximadamente 1.5 m y si se asume que el incremento de volumen asociado con la falla es, digamos, de un 20%, entonces un muro de excavación se movería aproximadamente 300 mm. Esta magnitud de desplazamiento de límite es considerada más razonable. 7.3.16 Trazado del Refuerzo Varias presunciones son implícitas en el enfoque detallado de las secciones precedentes: 1. El refuerzo se justifica (en términos tanto de requisitos de seguridad como de producción) y es económicamente viable. 2. El refuerzo puede ser espaciado de manera uniforme en la superficie de excavación asociada con el volumen de falla. 3. El refuerzo se extenderá efectivamente más allá del volumen de falla. Todos estos escenarios pueden ser satisfechos usualmente dentro de la mayor parte de excavaciones de desarrollo de tajeo. El espaciamiento promedio en un patrón de distribución cuadrado (metros de s) podrá determinarse de: S= √ C P

(7.17)

donde: C es la capacidad de diseño del refuerzo (kN), no necesariamente la capacidad de fuerza máxima p es la demanda de presión (kPa) Para los patrones rectangulares: rs = C P

(7.18)

donde: r es el espaciamiento dentro de un anillo s es el espaciamiento del rumbo de los anillos 7.3.17 Liberación de Energía Conceptualmente, la roca falla de manera violenta cuando la rigidez de descarga de la masa rocosa circundante es más blanda que la rigidez de descarga del volumen de roca fallada (Jaeger y Cook, 1976; Brady y Brown, 2004). Puede ser posible pre-acondicionar la masa rocosa de modo que no ocurran estas condiciones. Esto es, la roca intacta necesita ser dañada antes de la formación de la

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles excavación de modo que estas condiciones no ocurran. El preacondicionamiento de la masa rocosa ha sido utilizado con éxito en muchas minas (por ejemplo, Board y Fairhurst, 1983; Chacon et al., 2004). Los trabajadores sudafricanos y canadienses han proporcionado una serie de ejemplos del rango de velocidades, masas típicas y energías cinemáticas que han sido medidas o estimadas para determinar falla dinámica. Por ejemplo, se ha sugerido que la energía cinemática se encuentra generalmente en el rango de 20-30 kJ/m 2 con una velocidad máxima de 1.5 – 2 m/s y una demanda de desplazamiento de aproximadamente 150 mm. Otros autores han sugerido que la energía cinética puede ser de hasta 25 kJ/m2 con velocidades de expulsión de 2 – 3 m/s. Ortlepp (1992) ha inferido que las velocidades de bloque subsecuentes a la falla dinámica pueden ser considerablemente mayores a estos valores, habiendo medido una velocidad de expulsión de aproximadamente 7.5 m/s después de un desplazamiento de aproximadamente 50 mm. Los datos provistos previamente pueden usarse para diseñar esquemas de sostenimiento con la necesaria capacidad de energía y desplazamiento como para sobrevivir a fallas violentas de la masa rocosa. Vale la pena advertir que la disipación de energía depende, tanto de la capacidad de deformación del sostenimiento, como de la capacidad de fuerza del sistema. El desplazamiento es de particular importancia. Por ejemplo, aunque un sistema de refuerzo pueda tener grandes capacidades de desplazamiento, puede ocasionar que la masa rocosa se desintegre a un punto en que el sistema de soporte pueda ser incapaz de sostener la roca quebrada. Los sistemas que absorben grandes cantidades de energía, pero permiten grandes deformaciones, no son realmente adecuados para la estabilidad de la excavación. El objetivo debería ser moderado, digamos de 100 a 200 mm.,- un desplazamiento de refuerzo que es compatible con los sistemas de soporte de superficie estable (malla y hormigón proyectado) en los límites de las excavaciones. 7.3.18 Demanda de Masa Rocosa La respuesta requerida de fuerza – desplazamiento y las capacidades de refuerzo deberían coincidir idealmente con la demanda de la masa rocosa. Dicha demanda de masa rocosa puede aplicarse directamente desde la masa rocosa o a través del soporte que es retenido por el refuerzo. En casi todos los casos, dicha demanda de masa rocosa es muy difícil de cuantificar (la posible excepción a ello sería el refuerzo de un bloque continuo (discreto) totalmente formado). Por otro lado, la demanda para algunas masas rocosas podrá cambiar con el tiempo. Por ejemplo, en el corto plazo podrá requerirse una respuesta rígida para minimizar el aflojamiento de la masa rocosa, mientras que en un plazo más prolongado podrá requerirse que el sistema de refuerzo absorba grandes desplazamientos con la reducción del tamaño del bloque y la fluencia de la masa rocosa (Figura 7.24). En este caso, un sistema simple de refuerzo podrá no ser capaz de brindar tanto las propiedades en el corto y largo plazo que se requieren para satisfacer la demanda de la masa rocosa. Ello aplica también a las áreas que puedan ser susceptibles a falla repentina de la masa rocosa debido a sobrefatiga o exceso de tensión, cuando el requerimiento que el sistema de refuerzo absorba energía pueda ser incompatible con el requerimiento de corto plazo de ofrecer una respuesta rígida al movimiento estático de la masa rocosa y a la capacidad de sostener el desplazamiento asociado con el mayor volumen de masa rocosa. La demanda de soporte es aún más difícil de predecir debido al hecho que las características de la masa rocosa podrán cambiar con el minado y con el tiempo. Por ejemplo, una inyección de resina encapsulada de un cartucho de dos componentes que se mezcle durante la instalación. La rotura del cartucho y la mezcla de la resina son ayudadas por una pala articulada adosada al extremo expandido. Los resultados reportados (por ejemplo, Simser et al., 2002; Gaudreau et al., 2004) muestran que este perno funciona ya sea por desplazamiento de anclaje bruto o extensión del elemento, pero algunas veces mediante una combinación de ambos mecanismos. El hecho de que el perno se rompa eventualmente sugiere que el efecto de erosión glaciárica cesa también eventualmente.

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Una consideración importante para cualquier estrategia de alta disipación de energía es probar todo el sistema de refuerzo en forma conjunta, incluyendo a los anclajes, pernos y ensamblajes de placa/tuerca hemisférica. Los sistemas que disipan grandes cantidades de energía pero permiten grandes deformaciones no son adecuados. El objetivo debería ser limitar el desplazamiento del refuerzo de modo que sea compatible con los sistemas de soporte superficial estables (malla y hormigón proyectado) en los límites de las excavaciones. Para permitir el diseño de refuerzo de roca dinámica, se ha combinado la demanda de masa rocosa en función a los rangos de desplazamiento y energía presentados en la Tabla 7.2, con la base de datos de capacidad dinámica de refuerzo de la WA School of Mines (Player, 2012). El cuadro de diseño sugerido para el refuerzo de roca bajo carga dinámica se muestra en la Figura 7.40. Para cada categoría de demanda de masa rocosa (Tabla 7.2) se utilizaron los correspondientes rangos de desplazamiento y energía a fin de definir una región (mostrada como caja) que ha sido rotulada como de baja, mediana, alta y muy alta demanda de energía. Para cada región, los pernos aceptables deberían tener similar compatibilidad de desplazamiento, a la vez de proveer mayor disipación de energía En otras palabras, para cada región de demanda, el refuerzo apropiado recomendado debería graficarse dentro de la zona verde del diseño. En el momento se encuentra en marcha una investigación sobre esquemas completos de sostenimiento que incluyen sistemas compatibles de soporte y refuerzo en términos de compatibilidad de desplazamiento. No obstante, el desplazamiento en la falla que exceda de 300 mm. se considera muy significativo dados los factores volumétricos típicos que prosiguen a la falla dinámica de la masa rocosa en un límite de la excavación (Figura 7.41). 7.5 Empernado con Cable en los Muros de Tajeos Abiertos El refuerzo mediante empernado con cable se utiliza para estabilizar a los grandes bloques o cuñas simples que se forman en los techos y muros de la infraestructura de desarrollo de tajeos. Adicionalmente, los pernos de cable brindan un refuerzo efectivo de los muros de tajeo donde los

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles pernos de roca normales demuestran ser geométricamente inadecuados debido a su corta longitud de empotramiento. Para el refuerzo del muro de tajeo, los pernos de cable normalmente se instalan desde impulsores de perforación internos hacia un espacio vacío de tajeo. El objetivo principal es estabilizar la masa rocosa alrededor de un tajeo antes de que se extraiga el tajeo. Como alternativa para instalar pernos de cable desde impulsores de perforación de tajeo, se podrán desarrollar impulsores especiales alrededor de un bloque de tajeo exclusivamente para la instalación de los pernos de cable.

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FIGURA 7.40 Diseño de refuerzo de roca bajo carga dinámica (Datos de Player, J.R. Prueba dinámica de sistemas de refuerzo de roca, Tesis de Doctorado en Física, Western Australian School of Mines, Curtin University of Technology, Kalgoorlie, Western Australia, Australia, 2012, 501 pp.).

FIGURA 7.41 Ejemplo de una demanda de masa rocosa excesivamente alta, en la que la falla del refuerzo fue proseguida por la carga de la malla, un incremento volumétrico de la masa rocosa, y la transferencia de carga a otros pernos.

Para reducir el costo e incrementar la eficacia del refuerzo, dichos impulsores horizontales usualmente se ubican en el mismo horizonte vertical que los subniveles de perforación y a unos 1015 m de distancia de la ubicación de un muro de tajeo planeado (Figura 7.42). Sin embargo, los

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles impulsores de pernos de cable especiales no se emplean normalmente en la mayoría de operaciones de tajeo.

FIGURA 7.42 Refuerzo con perno de cable y la resultante corona de tajeo. (De Villaescusa, E. et al., Un enfoque integrado hacia la extracción de cuerpos minerales de Plata, Plomo y Zinc de Río Grande en Mount Isa, en Singhal et al.

7.5.1 Mecanismo de Refuerzo de los Pernos de Cable El sistema de refuerzo del perno de cable consiste de cuatro componentes (Windsor, 2004):

• • • •

Masa rocosa Elemento (filamentos) Fijación interna (inyección de cemento) Fijación externa (placa y barril y anclaje de cuña)

Las respuestas en el muro de tajeo pueden medirse durante el tajeo a fin de desarrollar una mejor comprensión de la interacción entre el perno de cable y la masa rocosa (Bywater y Fuller, 1983; Greenelsh, 1985; Hutchinson y Diederichs, 1996). Adicionalmente, la evaluación de la efectividad del refuerzo del perno de cable podrá basarse en la interpretación visual de las fotografías del muro de tajeo (véase la Figura 1.13) y el estudio de los espacios vacíos resultantes del tajeo (véase el Capítulo 9). Oddie y Pascoe (2005) han reportado resultados para las coronas de tajeo en la mina Olympic Dam, donde se lograron importantes reducciones en la profundidad de falla resultante del uso de pernos de cable (Figura 7.43). Los principales mecanismos que aplican durante el refuerzo con perno de cable son como se indica a continuación:

• Aplicación de compresión para mejorar la resistencia de cizallamiento y tensión a través de las discontinuidades geológicas pre-existentes. • Creación de una viga mixta o compuesta, de varias capas estratigráficas (cuando los cables son instalados en roca estratificada). La estabilidad podrá mejorarse si es posible agrupar bandas individuales para formar una viga compuesta mucho más resistente. El empernado con cable puede utilizarse para minimizar el deslizamiento de las estratificaciones a lo largo del rumbo y buzamiento adyacentes a los muros de tajeo. • Anclaje de las zonas inestables al terreno estable o terreno sólido, a la vez de proporcionar gran capacidad de retención. • Minimización de deformaciones en las grandes excavaciones, originadas en parte por la relajación de la masa rocosa en los tramos intermedios del tajeo.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Para el tajeo abierto, el proceso de estabilización requiere la implementación de soporte superficial y pernos de roca para crear una membrana resistente a lo largo de los muros de los impulsores de perforación. Los anillos de los pernos de cable deberán espaciarse cada 2 – 3 metros y los pernos de cable podrán instalarse entre los anillos. La piel se refuerzo se unirá a roca de mejor calidad dentro de la masa rocosa, utilizando pernos de cable de mayor longitud (Figura 7.4.4). La longitud del refuerzo se toma típicamente como la profundidad de la roca inestable localizada alrededor de un tajeo, más una longitud especificada para el anclaje. En la práctica, la longitud de un perno de cable típico para el refuerzo del muro de tajeo fluctúa entre 6 y 10 m. El espaciamiento de pernos de cable está diseñado para brindar una capacidad estática igual al peso muerto del material fallado. Para los pernos de cable de doble hilo el espaciamiento es típicamente de 1.5 – 2 m. dentro de cada anillo.

FIGURA 7.43 Refuerzo de perno de cable y desempeño de la corona de tajeo en la mina Olympic Dam.

FIGURA 7.4.4 Anclaje de los muros de tajeo con perno de cable profundo.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles La filosofía de diseño subyacente es incrementar la densidad del refuerzo con perno de cable dentro de los muros de tajeo expuestos (Figura 7.45) en un intento de estabilizar una banda de superficie a lo largo de los muros de los impulsores de perforación (Rauert, 1995). El resultado total es minimizar la deformación de las paredes finales de tajeo expuestas.

FIGURA 7.4.5 Zona de intenso empernado con cable en un impulsor de perforación de tajeo.

7.5.2 Tipos de Perno de Cable Los pernos de cable utilizados en el tajeo abierto por subniveles consisten de cordón de acero de siete hilos termo-estabilizado y de alta resistencia a la tracción, con hilos planos (redondos). Seis hilos se tienden de manera helicoidal alrededor de un hilo central (king) de un diámetro ligeramente mayor. Se podrá producir un cordón regular con diámetro de 15.2 mm para proporcionar una serie de leyes que brinden rendimiento variable y capacidades de carga finales. Los cordones simples estándar tienen una capacidad de fuerza de estiramiento de 213 kN y una fuerza de rotura mínima de 250 kN. Cables de cordón simple o mellizo podrán utilizarse para reforzar el respaldo alto del tajeo y del banco, mientras que los cables de doble cordón se usan para reforzar el techo del tajeo de manera permanente. La Figura 7.46 muestra algunas de las geometrías típicas de empernado con cable utilizadas en la industria minera (Windsor y Thompson, 1993). 7.5.2.1 Pernos de Cable de Cordón Simple Los pernos de cable de cordón simple podrán o no podrán tener una elevada tasa de transferencia de carga (medida en términos de fuerza por longitud de empotramiento unitaria). Ello dependerá de la limpieza del cordón antes de la inyección y de la calidad del cemento inyectado (Villaescusa et al., 1992, Figura 7.47). Estos pernos de cable podrán sufrir asimismo una significativa reducción en la tasa de transferencia de carga en caso de reducirse el confinamiento (esfuerzo) del taladro (Hyett et al., 1995). Consecuentemente, los cables simples instalados en áreas donde la masa rocosa se deteriora debido al proceso de minado, podrán fallar por deslizamiento sin desarrollar ninguna carga significativa antes de la falla. Sin embargo, los cables simples son muy eficaces para sustentar los muros de tajeo (Bywater y Fuller, 1983; Villaescusa et al., 1992). 7.5.2.2 Pernos de Cable de Cordón Modificado

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles A los dos tipos de cordón modificados para causar una variación en la sección transversal a lo largo de su extensión se les conoce como cordón de efecto jaula y cordón de bulbo.

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FIGURA 7.4.6 Geometrías típicas del empernado con cable.

FIGURA 7.4.7 Influencia de la inyección de cemento en la transferencia de carga de los cables simples de un cordón.

Ambos tipos de cordones brindan una transferencia de carga más eficaz entre el cordón y la inyección de cemento. La transferencia de carga más eficaz se refleja por la necesidad de una longitud de empotramiento más corta, a la cual transferir la capacidad del cordón, y en los mayores valores para rigidez de respuesta del desplazamiento de fuerza. La Figura 7.48 muestra un ejemplo esquemático de una geometría de cable de dos bulbos utilizada para el refuerzo de la excavación de desarrollo en la que la densidad del bulbo instalado es de 4/m. Dicha densidad de bulbo brinda un refuerzo rígido probable de minimizar el movimiento de los bloques reforzados en el techo de una excavación (Figura 7.49). El diámetro óptimo del bulbo fluctúa entre 29 y 31 mm, facilitando por ende el uso de gruesas inyecciones de cemento que puedan penetrar los bulbos de forma eficaz. Diámetro del bulbo: 29 – 31 mm., longitud total del cable: 6 m ± 5 mm., longitud de cola 0.5 ± 5 mm.

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FIGURA 7.48 Esquema del cable de bulbo de doble cordón utilizado para el refuerzo del techo en roca dura

FIGURA 7.49 Desempeño en laboratorio del cordón de dos bulbos.

7.5.2.3 Pernos de Cable de Cordón Simple Descementados Un perno de cable de cordón simple descementado requiere 0.6 – 1.5 m de cordón de bulbo en la base del hueco para establecer una capacidad de anclaje aceptable (Figura 7.50). La respuesta del anclaje será relativamente rígida. Sin embargo, la respuesta general no será rígida debido a la extensión de longitud libre entre el anclaje y el collar. Por lo tanto, brindar una restricción rígida cerca de la superficie con el fin de minimizar el aflojamiento de la masa rocosa requerirá la instalación de pernos de roca rígidos adicionales. Una posible ventaja del cordón desacoplado es que puede manejar el desplazamiento de cizalladura en todo el eje del barreno mejor que un cordón y una barra sólida totalmente acoplados.

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FIGURA 7.50 Cable de cordón simple descementado

7.5.2.4 Placas del Perno de Cable Un perno de cable de cordón simple generalmente requiere una placa de modo de ser eficaz para retener a la roca. Las placas son necesarias cuando no es posible garantizar suficiente transferencia de carga en las inmediaciones de las excavaciones, especialmente cuando están presentes estructuras a gran escala (Figura 7.51). Asimismo, el cordón de bulbo debe ser estañado, cuando resulte posible, pero es más probable de ser eficaz cuando no es posible tener acceso al cordón (por ejemplo, pernos de cable instalados en los respaldos altos de tajeos, previamente al tajeo). El uso de anclajes de barril y cuña para restringir a las placas, barras planas y malla en las aplicaciones de refuerzo con perno de cable se inició a principios de los años 1980s en las minas de Australia (Thompson, 2004). Los desarrollos recientes en el diseño de pernos de cable han significado una mayor dependencia en anclajes que funcionen durante prolongados periodos de tiempo, especialmente para aplicaciones donde el cordón es desacoplado de la inyección de cemento. Un anclaje de barril y cuña es esencial cuando un tramo de cordón se desacopla en el collar. En los pernos de cable de cordón mellizo desacoplado es necesario tener anclajes de barril y cuña en ambos cordones para lograr total capacidad del sistema (Figura 7.52). También es necesario tener una clara comprensión y contar con procedimientos apropiados para asegurar que los anclajes sean instalados correctamente y trabajen según especificaciones (Thompson, 2004; Hassell et al., 2006).

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FIGURA 7.51 Cables de cordón simple instalados sin placa, incapaces de retener bloques inestables en una corona de tajeo.

7.7 Inyección de Cemento de los Pernos de Cable La inyección de cemento es el procedimiento mediante el cual un hoyo perforado dentro del límite de una excavación es llenado con una pasta de cemento para endurecer el elemento de refuerzo dentro de la masa rocosa. Ello permite la transferencia de carga desde una sección potencialmente inestable de la masa rocosa (en el límite de la excavación) a una sección estable profunda dentro de la masa rocosa a través del elemento de refuerzo, tal como se describe antes para el concepto de transferencia de carga (Sección 7.2.4). La fortaleza de la inyección es crítica para minimizar la longitud de empotramiento que se requiere para movilizar la capacidad final de los cables de acero (hormigón pretensado) de un sistema de refuerzo específico. En general, la falla por deslizamiento en la interfaz inyección–acero se experimentará cuando se empleen inyecciones débiles. Alternativamente, la rotura de los tendones se podrá avizorar cuando se utilicen inyecciones gruesas, fuertes, en conjunción con sistemas de refuerzo rígidos. 7.7.1 Inyección del Collar a la Base Los métodos de inyección del collar a la base fueron desarrollados en conjunción con las bombas de inyección de cemento a base de pistón. El ratio agua/cemento (w/c) para dichas inyecciones de cemento puede fluctuar entre 0.40 y 0.55. Este método requiere un tubo de aireación, generalmente de 13 mm (de diámetro interno), a ser adosado a un elemento de perno de cable antes de ser instalado dentro del hoyo. Un empaque de collar permanente se coloca en el hueco del collar para que la inyección húmeda se mantenga en el interior del hoyo. Una manguera de inyección corta de aproximadamente 1.0 m de longitud es colocada también en forma permanente en el collar del agujero. La inyección es bombeada mediante la manguera de inyección y, cuando alcanza el extremo superior del tubo aireador, comienza a fluir de retorno a través de dicho tubo. Cuando el flujo total de inyección emerge del extremo del tubo de aireación, indica que se ha logrado la total encapsulación del tendón de acero (Figura 7.6.1).

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FIGURA 7.6.1 Método de inyección convencional del collar a la base

FIGURA 7.6.2 Método de inyección convencional de una etapa, a base de pistón

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Un sistema de bombeo típico a base de pistón usualmente requiere que la mezcla y bombeo se lleven a cabo dentro del mismo contenedor. A esto se le denomina un sistema de inyección de una etapa. El mezclado de la inyección se logra utilizando paletas que giran en torno a un eje vertical (Figura 7.62). Ello puede dar lugar al asiento gradual de las partículas de cemento dentro del área donde se está realizando el bombeo; esto es, el fondo del tanque de mezclado, reduciendo potencialmente la capacidad de bombeo si la inyección es demasiado gruesa. Tener un solo contenedor puede llevar a cambios en los ratios agua/cemento durante las operaciones de inyección. Adicionalmente, no hay dispositivos precisos para medir la cantidad de agua que está siendo vertida dentro del tanque de mezclado, que se encuentren adosados a la mayoría de sistemas de inyección convencionales de una etapa. Consecuentemente, luego de un diseño de mezcla inicial en que el ratio agua/cemento fue probablemente correcto, se podrá agregar más agua (mientras aún se bombea e inyecta) antes de que la cantidad proporcional de cemento sea agregada a la mezcla. Este problema puede evitarse si cada mezcla es bombeada por separado.

7.7.2 Inyección de Base a Collar La inyección de base a collar consiste en insertar un perno de cable sin tubo aireador dentro del hoyo, con el fin de cementarlo (la necesidad del tapón del collar también se elimina), y prosigue con la aplicación de lechada al collar por medio de una manguera de inyección retráctil (Figura 7.63). La inyección empuja a la manguera de inyección fuera del hoyo a medida que se encuentra en marcha el proceso de inyección. La tasa óptima de inyección es tal, que una manguera retráctil debería hacer mínimo contacto con una pasta de lechada en avance dentro del hoyo. Para lograrlo, los ratios típicos de agua/cemento requeridos fluctuarían usualmente de 0.32 a 0.35. Este método de inyección brinda muchas ventajas, las cuales incluyen: mayor velocidad en la colocación inicial del cable y en los tiempos de preparación para la inyección, ahorro de materiales, tasas más veloces de inyección y un significativo incremento en la potencia de inyección. En algunos casos, la mayor potencia de inyección podrá disminuir, en efecto, la longitud de empotramiento requerida para lograr la capacidad nominal de falla del acero. Las inyecciones más gruesas y potentes no se derraman dentro de los espacios vacíos y grietas a lo largo del eje del hoyo de perforación, minimizando, así, el desperdicio de cemento.

FIGURA 7.63 Método de inyección de cemento de base a collar

Esta técnica ha sido implementada con éxito principalmente debido al uso de bombas de inyección modernas de dos etapas que permiten un alto grado de control de calidad en e mezclado, bombeo y ratios agua/cemento utilizados. Dos etapas significa que la máquina tiene contenedores

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles independientes de mezcla y bombeo que pueden ser operados de manera simultánea o independiente, por lo tanto incrementando la productividad de una manera significativa (Figura 7.64). La capacidad de bombeo, de mezclar de manera independiente, permite que se logre un ratio agua / cemento constante durante toda una operación de inyección. Ello permite un alto grado de control de calidad ya que un medidor de agua preciso permite que la adición de agua sea controlada a una precisión de un décimo por litro. El cemento, agua y los aditivos se mezclan en un mezclador de paleta horizontal y luego se descargan dentro de la tolva inferior, donde un accionamiento de velocidad variable acoplado a una bomba de rotor estator (monobomba) descarga la lechada a la tasa deseada. Una desventaja de este método es la potencial mala encapsulación del perno de cable que puede resultar si el operador de la lechada retira la manguera mientras la inyección se está realizando. Consecuentemente, para evitar potenciales problemas de encapsulación, la manguera de inyección puede ser dejada simplemente en el lugar (sin retraerla) y cortarse cuando la inyección llega al collar del hueco. La inyección de base a collar también se lleva a cabo durante la instalación mecanizada de los pernos de cable, utilizando un jumbo apernador (Figura 7.65). El proceso consiste de perforar los hoyos y luego inyectar cemento usando una manguera retráctil.

FIGURA 7.64 Una máquina monobomba de dos etapas de inyección de cemento

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FIGURA 7.65 Método mecanizado de inyección de cemento de base a collar utilizando el Tamrock Cabolter. (a) Vista general del Cabolter, (b) perforación de huecos, (c) inyección de huecos, (d) stope de pernos de cable, (e) mezcladora de lechada, (f) insertador de pernos de cable. La tasa de inyección y de retracción de manguera es mecanizada, asegurando de esta manera que no se deje vacíos a lo largo de los ejes de los huecos. Una vez que los huecos son inyectados con cemento, los pernos de cable se insertan dentro de los huecos llenos de lechada. Los pernos de cable son luego cortados mecánicamente en su sitio, dejando una cola pendiente de ser estañada en una etapa posterior.

Independientemente del método de inyección utilizado, varios aspectos requieren considerarse durante la selección del diseño de mezcla de inyección más apropiado, que convenga más a una operación en particular. Debe considerarse el volumen de inyección que pueda mezclarse eficientemente y la capacidad de una máquina de mezclar en un tiempo razonable el ratio agua/cemento requerido. En general, se recomienda el uso de aditivos para una eficiente inyección de los pernos de cable. Los aditivos previenen la segregación de agua y cemento, a la vez que reducen la contracción de la lechada durante el endurecimiento. Prevenir la segregación agua / cemento en el extremo de la base del hueco es muy importante para lograr el anclaje requerido de acuerdo con el concepto de transferencia de carga. 7.8 Sistemas de Soporte Al igual que con los sistemas de refuerzo, los tipos de sistemas de soporte son presentados en términos genéricos y se discuten en función a los parámetros relacionados con materiales y dimensiones. Todos los productos a base de acero (por ejemplo, placas y malla) podrán ser suministrados con una capa de zinc (galvanizado), cuya especificación debería ser tal, como para ser consistente con los pernos de roca usados para fines de restricción. Los efectos precisos de las reacciones galvánicas entre superficies metálicas disímiles se desconocen; sin embargo, cualitativamente se conoce que aceleran la pérdida del recubrimiento de zinc. 7.8.1 Placas Las placas podrán suministrarse como placas planas o placas patentadas en forma de domo, o como grandes placas de perfil deformado y placas de combinación (Figura 7.66). El domo en una placa sirve varios propósitos – incrementar la resistencia a la flexión en comparación con una placa plana del mismo espesor, a fin de justificar el alineamiento no perpendicular con el frente de la roca y facilitar el uso de arandelas esféricas.

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FIGURA 7.66 Placas típicas utilizadas para sostenimiento. (a) Placa plana, (b) placa en forma de domo, y (c) placa de combinación.

El domo brinda, asimismo, un pequeño nivel de limitación positiva con el frente de la roca y/o la malla debajo de la placa. Ello compensa los pequeños movimientos relativos entre el extremo del perno de roca y la roca, que tienden a determinar un decremento de tensión en el perno de roca. Las placas planas tienen generalmente mayor espesor (y por ende tienen mayor resistencia a la flexión) que las placas de perfil deformado. El uso de placas que excedan de 300 mm por 300 mm en conjunción con la malla es cuestionable salvo para incrementar el número de alambres de la malla restringidos por la placa y para la prevención de una rotura prematura de los alambres originada por los bordes filosos de las placas planas. 7.8.2 Barras Planas Generalmente no es posible instalar barras planas entre el refuerzo con el fin de brindar restricción activa a la masa rocosa. La posible excepción a esta afirmación es en el caso de superficies de roca convexas asociadas con esquinas de intersecciones, pilares, o crestas de tajeos (Figura 7.67). En estos casos, se podrá instalar barras planas para estar en contacto con la roca entre el refuerzo.

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FIGURA 7.67 Soporte de barra plana en conjunción con los elementos de refuerzo. (a) En todos los elementos estructurales y (b) en toda la cresta del tajeo.

Las barras planas podrán consistir de perfil en W o de malla y deberán instalarse a través del tramo de excavación más pequeño; esto es, a través y no a lo largo de la labor o avance. 7.8.3 Malla La malla de alambre de acero es un principal componente del sostenimiento requerido para mantener la capacidad portante de una masa rocosa cerca de los límites de una excavación subterránea (Villaescusa, 1999b). Si bien los pernos de roca son probables de controlar la estabilidad total de la excavación con acciones de refuerzo como el enchavetado con pernos, arqueo, o viga compuesta, la malla se instala para retener pequeños trozos sueltos de roca u hormigón proyectado que puedan haberse desprendido dentro de un patrón de empernado. El deterioro de la masa rocosa dentro de un patrón de empernado podrá originarse de una fragmentación intensa, daño por voladura, erosión o exposición a la intemperie, o excesivos cambios tangenciales en los esfuerzos. El soporte de malla es eficaz para acumular contrapresión e inhibir un mayor rebanado o labor por lajas dentro de un patrón de empernado. Los mecanismos de carga de la malla podrán ser, o bien, fuerzas de carga uniformemente distribuidas como en el abultamiento de roca, o carga puntual mediante bloques de roca sueltos, individuales (Figura 7.68). Finalmente, el rol de la malla es responder a un importante movimiento hacia el interior de la masa rocosa que rodea a una excavación, y transferir carga a los sistemas de refuerzo (Thompson et al., 2012). La malla de alambre de acero para sostenimiento está disponible en diversas configuraciones. Los tipos más comunes son: malla soldada, consistente de alambres rectos dispuestos en una rejilla rectangular o cuadrada y soldados entre sí, y malla de eslabones de cadena que consiste de alambres uniformemente doblados que se entretejen e interconectan mecánicamente (Figura 7.69). La malla soldada podrá tener diferentes diámetros de alambre a diferentes espaciamientos y ser suministrada en diversos tamaños de láminas. La configuración más común consiste de alambres de

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles un diámetro de 5.6 mm espaciados en centros de 100 mm. El alambre podrá tener un perfil suave o deformado. Estas configuraciones de malla utilizadas para el soporte de superficie en minas han cambiado poco en los últimos 25 años o más. Los cambios (en Australia) han sido impulsados por aplicaciones de ingeniería civil y no por la industria minera. Los cambios han estado principalmente asociados con propiedades de materiales (esto es, rendimiento y capacidades finales de fuerza, y capacidad de elongación) y con los diámetros de alambres y la condición de la superficie (esto es, alambre suave o deformado).

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FIGURA 7.68 Soporte de malla en masas rocosas altamente estresadas

FIGURA 7.69 Diferentes tipos de configuraciones de malla. (a) Malla soldada y (b) malla tejida o entrelazada (eslabón de cadena)

El alambre deformado tiene mejor capacidad de transferencia de carga que el alambre suave cuando está empotrado en losas de hormigón. Esta es, también, una consideración aplicable a la malla reforzada con hormigón proyectado, dependiendo de la secuencia: de malla y luego hormigón proyectado, o de hormigón proyectado y luego malla. Las láminas tienen por lo general un ancho de 2.4 m (el máximo que puede especificarse), con longitudes variables, comúnmente de 3.6 m y hasta 6 m. Las láminas de mayor tamaño generalmente causan problemas para el manipuleo y la colocación. El manejo e instalación mecánica de la malla soldada se muestran en la Figura 7.70. En el pasado, los rollos de malla soldada o malla tejida (entrelazada) requerían instalación manual, ya sea desde una plataforma de trabajo elevable por sistema de tijera, o desde una canastilla de elevación de camión (IT basket) (Figura 7.71). En tiempos más recientes se ha desarrollado y probado con éxito en Australia (Coates et al., 2009) un dispensador automático de malla en rollo para la aplicación de malla de eslabón de cadena de alta resistencia de tracción. El dispensador es compatible con todos los equipos de perforación jumbo de múltiples plumas, que aplican la malla desde un sistema de cassette. El dispensador de malla junto con el rollo de malla se montan en una pluma y el elemento de perforación/empernado se monta en la otra pluma, permitiendo la aplicación y fijación simultáneas de la malla de alta resistencia de tracción (Figura 7.72). La longitud de la malla tejida podrá cortarse para acomodar a la anchura de la abertura que está siendo sustentada. Un problema que se percibe con esta malla es que se puede deshacer cuando se rompe un alambre. Sin embargo, éste no parece haber sido un problema en minas tales como El

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Teniente, en Chile. Una malla fabricada por Geobrugg en Suiza supera algunos de los problemas generalmente asociados con los rollos de malla tejida. La malla Geobrugg es un ensamble de alambres de alta resistencia que determina una malla que es rígida en toda la anchura, pero que puede ser enrollada en la otra dirección (Roth et al, 2004). 7.8.3.1 Prueba de la Malla Al evaluar cualquier sistema de sostenimiento, la relación entre desplazamiento, fuerza y energía debe ser evaluada en referencia a las reacciones esperadas del terreno.

FIGURA 7.70 Manipuleo mecánico e instalación de malla de soldadura. (a) almacenamiento en superficie, (b) declinación en transporte e (c) instalación tipo jumbo.

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FIGURA 7.71 Instalación manual de malla soldada y tejida. (a) plataforma elevable por sistema de tijera y (b) canastilla de elevación de camión (IT basket).

FIGURA 7.72 Instalación mecánica de la malla tejida o entrelazada. (De Coates R. et al., Instalación totalmente mecanizada de la malla de eslabón de cadena de alta resistencia a la tracción para soporte de superficie en túneles, en P. Dight, ed.)

La absorción de energía es una función de la fuerza y del desplazamiento. El desplazamiento es influenciado algunas veces, de manera significativa, por el número de fallas dentro de una muestra. Por dicha razón, el análisis de los tipos de malla reportados aquí ha sido realizado en la rotura. La rotura podrá o no podrá corresponder a la fuerza máxima lograda durante un ensayo; sin embargo, la variabilidad de una muestra una vez ocurrida la rotura significa que no siempre se puede lograr un análisis detallado con sólidas conclusiones. Los resultados presentados aquí han sido obtenidos utilizando las instalaciones de ensayos estáticos y dinámicos de la Western Australian School of Mines (WASM) aplicables a elementos de sostenimiento (Player et al., 2008; Morton, 2009). La instalación de ensayos estáticos de la WASM consiste de dos marcos de acero: un marco inferior utilizado para sostener a la muestra y un marco superior utilizado para brindar una reacción a la carga (Figura 7.73). Una muestra de malla (de 1.3 m por 1.3 m) se restringe dentro de una marco rígido que descansa sobre el marco de soporte. Las condiciones limítrofes intentan simular la continuación del material más allá del límite restringido de la muestra. El sistema de restricción consiste de una barra con alta resistencia a la tracción, cáncamos forjados y grilletes en D que atraviesan un marco perimetral en los puntos asignados para simular una serie de condiciones limítrofes. En el marco de reacción se monta una gata de alimentación a tornillo. Dicha gata es impulsada a velocidad constante (4 mm/min)

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles y permite que se impongan grandes desplazamientos sobre la malla. La carga se aplica a la malla a través de un asiento esférico, a una placa de acero endurecido de 300 mm2 y 35 mm de espesor. La fuerza es medida utilizando una célula de carga de 50 toneladas, montada detrás del punto de carga. La adquisición de datos se realiza a razón de dos muestras por segundo. La prueba o ensayo de una muestra podrá tomar hasta una hora en realizarse. En la Figura 7.74 se muestra la instalación de ensayos dinámicos de la WASM para mallas. Las muestras se cargan utilizando el concepto de transferencia de momento o impulso (Player et al., 2004; Player, 2012). El marco de prueba de malla es empernado a una viga, mientras que la muestra de malla de 1.3 m x 1.3 m es mantenida en su lugar utilizando barra roscada, grilletes y cáncamos forjados en la misma configuración que la disposición de ensayo estático.

FIGURA 7.73 Detalles de la instalación de ensayos dinámicos de la WASM para elementos de apoyo en superficie.

Tablero de instrumentos Estructura de muestra (…) Se coloca una masa de carga en el centro de la malla restringida. La masa de carga incluye un saco de forma piramidal lleno de una masa conocida de bolas de acero (0.5 ó 1 tonelada). El área de carga del saco es 650 mmx 650 mm. Se coloca un puntal de madera entre la masa de carga y la viga vertical para evitar que la masa flote durante el período inicial de caída libre. La viga vertical y el conjunto adherido se dejan caer desde una altura específica para generar carga dinámica en la muestra. Se utiliza software de computadora, instrumentación avanzada y cámara fotográfica de alta velocidad para registrar los datos del ensayo. La adquisición de datos se toma a 25,000 muestras por segundo. La realización del ensayo se completa en menos de un segundo.

7.8.3.2 Desplazamiento y Fuerza de la Malla

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El mecanismo de falla de la malla de alambre soldada es una medida de la calidad de la malla. Se han identificado tres modos diferentes de falla de la malla de alambre soldada durante los ensayos de laboratorio. Estos se pueden describir como falla por cizallamiento en los puntos de soldadura, falla en la zona afectada por el calor (HAZ), y falla de tensión del alambre (Figura 7.75). Las fallas en la soldadura son una indicación de la tecnología y control de calidad de la soldadura (electrodos sucios o alambre sucio) durante la fabricación de la malla. Una falla en la HAZ es causada por el debilitamiento del alambre durante el proceso de soldadura debido a excesiva presión y temperatura en el cabezal de soldadura y temperatura, mientras que la falla de tensión del alambre es controlada por el proceso de fabricación del alambre. Para sostenimiento, el modo preferido de falla es en el HAZ o a través del alambre. En consecuencia, la resistencia de la soldadura debe ser diseñada para tener una resistencia por lo menos igual a la de la resistencia del alambre de línea (Villaescusa, 1999b).

FIGURA 7.74 Instalación de ensayos dinámicos de la WASM para elementos de apoyo en superficie. Masa de carga Topadoras Estructura de muestra

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FIGURA 7.75 Mecanismos de falla en malla de alambre soldada. (a) Falla de tensión L-R en el alambre, (b) falla del alambre, y (c) falla del alambre a través de la HAZ.

FIGURA 7.76 (a) Reacciones típicas estáticas (b) reacciones dinámicas para malla de alambre soldada y malla de alambre tejida. (a) Fuerza estática (kN) Malla tejida (eslabón de cadena) Malla soldada Desplazamiento estático (mm) (b) Fuerza dinámica (kN) Malla tejida (eslabón de cadena) Malla soldada Desplazamiento dinámico (mm)

Solamente se ha observado un mecanismo de falla para la malla de alambre tejida. La malla falla en el borde de la zona de carga ya sea como resultado del peso de carga que corta a través de los alambres o como resultado de los alambres que se cortan unos a otros en un enlace. Este mecanismo de falla limita la precisión del ensayo y causa cierta variabilidad en los resultados. Generalmente, solo se rompe uno de los dos ramales, lo cual no constituye una destrucción completa de la malla. En la Figura 7.76 se muestran curvas de reacción del desplazamiento de fuerza típico para malla de alambre soldada y malla de eslabón de cadena.

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La Figura 7.77 muestra la base de datos estática de la WASM para resistencia y deformabilidad de la malla de alambre soldada galvanizada. Se puede apreciar claramente el efecto de diámetro y el modo de falla. La variabilidad mostrada se debe a las diferentes dimensiones y fabricantes de los productos sometidos a ensayo. La Figura 7.78 presenta resultados detallados para malla de alambre soldada galvanizada de 5.6 mm donde el modo de falla y los efectos de la corrosión se muestran para influenciar de manera significativa los resultados (Hassell et al., 2010). En la Figura 7.79 se muestran los resultados estáticos para malla tejida. La alta capacidad total ofrece un potencial para mejoramiento en comparación con la malla soldada convencional. Además la instalación de la malla tejida puede mecanizarse completamente, aumentando así potencialmente la productividad e índices de desarrollo.

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FIGURA 7.77 (a) Resistencia de malla de alambre soldada galvanizada y (b) Deformabilidad como una función del diámetro. (a) Fuerza de ruptura estática (kN) Malla de alambre soldada galvanizada Todos los modos de falla Falla del alambre, Falla de la soldadura del alambre, Desplazamiento estático (mm) (b) Fuerza de ruptura estática (kN) Malla de alambre soldada galvanizada Todos los modos de falla Falla del alambre, Falla de la soldadura del alambre, Desplazamiento estático (mm)

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FIGURA 7.78 (a) Resistencia de malla de alambre soldada galvanizada de 5.6 mm de diámetro y (b) deformabilidad. (a) Fuerza de ruptura estática (kN) Malla de alambre soldada galvanizada Falla del alambre, no oxidado, Falla de la HAZ, no oxidada, Falla de la soldadura, no oxidada, Falla de la soldadura, ligeramente oxidada, Falla de la HAZ, ligeramente oxidada, Falla del alambre, moderadamente oxidado, Falla del alambre, altamente oxidado, Falla de la HAZ, altamente oxidada, Falla de la soldadura, altamente oxidada, Falla del alambre, severamente oxidado, Desplazamiento estático (mm) (b) Energía de ruptura estática (kN) Malla de alambre soldada galvanizada Falla del alambre, no oxidado, Falla de la HAZ, no oxidado, Falla de la soldadura, no oxidada, Falla de la soldadura, ligeramente oxidada, Falla de la HAZ, ligeramente oxidado,

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Falla del alambre, moderadamente oxidado, Falla del alambre, altamente oxidado, Falla de la HAZ, altamente oxidado, Falla de la soldadura, altamente oxidada, Falla del alambre, severamente oxidado, Desplazamiento estático (mm)

FIGURA 7.79 (a) Resistencia de malla de alambre tejida y (b) deformabilidad para varios productos. (a) Fuerza de ruptura estática (kN) Malla de alambre tejida de gran resistencia Producto A, Desplazamiento estático (mm) (b) Energía de ruptura estática (kN) Malla de alambre tejida de gran resistencia Producto A, Desplazamiento estático (mm)

La figura 7.80 muestra la base de datos de la resistencia y deformabilidad de la malla dinámica de la WASM. Al igual que para los resultados estáticos de la base de datos, la malla tejida puede absorber más energía que la malla soldada. La gran variabilidad en los resultados de la malla tejida se debe en parte a la diversidad de productos ensayados. También se observa que se permitieron grandes deformaciones y que se debe considerar la compatibilidad con los sistemas de refuerzo utilizados como parte de un esquema completo de sostenimiento. Para el hormigón proyectado con refuerzo

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles de malla, tener una malla empotrada que permita la alta deformación en áreas discretas, donde se agrieta el hormigón proyectado, favorece la alta absorción de energía. 7.8.4

Revestimiento proyectado delgado (TSL)

Se han desarrollado, o se vienen desarrollando actualmente, diversos materiales poliméricos para ser utilizados como revestimientos proyectados delgados (TSL, Archibald and DeGagne, 2001). Estos revestimientos (TSL) tienen la posibilidad de servir en función de cobertura de área para el control del desprendimiento tal como se consigue actualmente por medio de las capas de malla y de hormigón proyectado. Sin embargo, un recubrimiento polimérico delgado (de pocos mm de espesor) no puede ser considerado capaz de reemplazar la resistencia y rigidez estructural de una capa de hormigón proyectado (de varios centímetros de espesor), particularmente en superficies cóncavas donde se les requerirá que reaccionen inicialmente en compresión debido al aflojamiento de la masa rocosa. También parecerá que algunos de los materiales TSL tienen muy poca resistencia a la tensión y que pueden ser fácilmente arrancados a mano. Además, el deslizamiento lento podría constituir un serio problema y es una propiedad que no ha sido aún investigada. En la actualidad, algunos TSL tienen problemas en el ambiente minero asociados con la toxicidad y la necesidad de aislamiento de otras actividades mineras. La toxicidad es generalmente asociada con materiales de fraguado rápido donde los materiales no tóxicos tienen un rendimiento menor en resistencia. En consecuencia, se considera que los TSL en esta etapa de su desarrollo no son una alternativa para sostenimiento y ya no se consideran en este libro. 7.8.5

Capas de Hormigón Proyectado

El hormigón proyectado es una técnica de soporte superficial en la cual se rocía concreto especialmente mezclado a alta velocidad en las superficies de una excavación de roca para lograr integridad de la masa rocosa y por tanto capacidad transportadora de la carga. Los beneficios de usar hormigón proyectado en comparación con otros esquemas de sostenimiento han quedado demostrados en especial donde la masa rocosa es de calidad deficiente, tiene tiempos cortos de firmeza, y es fácilmente perturbada cuando se trata de taquear o perforar taladros para la instalación de refuerzos y sujeción de mallas. En tajeo abierto por subniveles, se puede usar el hormigón proyectado para una diversidad de condiciones, tales como soporte para el desarrollo del tajeo, puntos de extracción, y durante la rehabilitación para minado con pilares. El hormigón proyectado de mezcla húmeda (a diferencia de la mezcla seca) está siendo hoy en día ampliamente aceptado en minas a nivel mundial, especialmente en aquéllas propensas a falla violenta de la roca debido a cambios de tensión inducidos.

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FIGURA 7.80 a) Resistencia dinámica y (b) deformabilidad de malla de alambre tejida

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7.8.5.1 Mecanismos de Soporte de Hormigón Proyectado (Shotcrete) Los estudios llevados a cabo por Holmgren (1976) y Fernández-Delgado et al. (1976) concluyeron que la pérdida de adhesión y flexión son los principales modos de falla del hormigón proyectado). Un estudio posterior de la capacidad del hormigón proyectado en terreno con bloques bajo condiciones estáticas realizado por Barrett y McCreath (1995) identificó seis mecanismos de falla; a saber: pérdida de adhesión, cizalladura directa, falla por torsión, cizalladura por perforación, falla de compresión y falla por tracción (Figura 7.81).

FIGURA 7.81 Mecanismos de falla del hormigón proyectado.

Dicha falla por mecanismos generalmente no son bien entendidas y se requiere mayor investigación para comprender las complejidades de la interacción roca – hormigón proyectado (Morton et al., 2009b). 7.8.5.2 Reacción del Hormigón Proyectado a la Carga Transversal Las placas de los pernos de roca y hormigón proyectado están en contacto con la superficie de la roca y pueden brindar confinamiento e inmediata resistencia al movimiento. Esto es diferente a las barras planas y a la malla que usualmente sólo están en contacto con la roca en las posiciones de restricción y por lo tanto permiten (en algunos casos muy importantes) el movimiento de la roca antes de brindar restricción contra un posterior movimiento de roca. Por tal razón, la malla por sí sola podrá no ser adecuada para el control de una masa rocosa susceptible de fractura violenta debido a sobreesfuerzo. Cuando el hormigón proyectado no impide la falla de la roca, la energía absorbida es acompañada por una pérdida en el contacto íntimo con la roca y por agrietamiento para formar rebanadas de concreto (Figura 7.82). Los anchos de grietas podrán exceder la longitud de cualquier refuerzo de fibra interna y por lo tanto la malla es la única forma de retener las rebanadas de hormigón proyectado que no sean sostenidas directamente por los elementos de refuerzo.

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FIGURA 7.82 Rebanadas inestables de roca y hormigón proyectado

7.8.5.3 Reacción del Hormigón Proyectado en Tensión El hormigón proyectado podrá actuar también como una membrana en tensión. La principal desventaja del hormigón proyectado en tensión es el agrietamiento en pequeñas deformaciones/desplazamientos diferenciales. Aunque el rendimiento del hormigón proyectado es mejorado mediante la adición de polipropileno o fibras de acero, la resistencia a la tracción (siguiente a la rotura) es una función de cuán bien las fibras transfieren carga a través de las grietas (Figura 7.83). Ello depende de la longitud y número de fibras, la resistencia de las fibras, su orientación, y la transferencia de carga entre la fibra y la matriz del hormigón proyectado. Morton et al. (2009a,b) describen los experimentos de laboratorio para determinar las propiedades de fuerza-desplazamiento de paneles de hormigón proyectado reforzados con fibra de gran escala (1.3 m x 1.3 m) (Fernández-Delgado et al., 1976; Kaiser y Tannant, 2001) que fueron estáticamente cargados simulado falla de cizalladura por perforación (Figura 7.84). Los resultados permiten una comparación con los resultados de un programa de prueba de malla similar al descrito en la Sección 7.8.3.2. La prueba fue realizada usando un diseño de mezcla con un contenido de cemento de aproximadamente 15%, ratios similares de agua / cemento y 6 kilogramos de fibras de polipropileno por metro cúbico Sin embargo, aditivos químicos y agregados se utilizaron para los dos resultados presentados en la Figura 7.85. Se mostraron resultados para las muestras con el mismo espesor y el mismo tiempo de endurecimiento. El modo de falla fue una combinación de la falla por flexión y pérdida de adhesión entre el substrato y el hormigón proyectado, con la reacción de rigidez inicial proseguida por la rotura del hormigón proyectado. El comportamiento post-rotura del hormigón proyectado es difícil de caracterizar, ya que es dependiente del modo de falla, del espesor del hormigón proyectado, y del tipo de refuerzo. 7.8.5.4 Reacción del Hormigón Proyectado en Compresión Los sistemas de soporte diseñados para ser eficientes cuando se cargan en tensión tienen un pobre rendimiento cuando se cargan en compresión. Las barras planas y la malla tienden a pandearse cuando se cargan en compresión. Una piel delgada tendrá una insignificante resistencia y rigidez cuando se le compara con la roca con la que está en contacto.

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FIGURA 7.83 Abertura de grieta por tracción en el hormigón proyectado, que excede a la longitud de la fibra.

Los productos basados en hormigón proyectado tienen propiedades adecuadas para la acción de la membrana en compresión, en función tanto a la resistencia como a la rigidez. El simple hormigón proyectado es susceptible al agrietamiento debido tanto a la contracción, como a cualquier distorsión causada por los movimientos de la roca. La resistencia del hormigón proyectado al agrietamiento es dramáticamente mejorada mediante la adición ya sea de polipropileno o fibras de acero a la mezcla, o cuando se le usa en conjunción con la malla. Además de la carga transversal, los movimientos de roca podrán ocasionar igualmente distorsión en el plano del soporte. Dichas distorsiones producen fuerzas de cizallamiento que podrán, a su vez, causar grietas de corte o tensión (Figura 7.86). La malla o el hormigón proyectado reforzado ya sea con fibras o con malla podrán sustentar la distorsión en el plano. 7.8.5.5 Tenacidad del Hormigón Proyectado A la tenacidad se le define como la capacidad de un sistema de soporte para absorber la energía y deformarse plásticamente antes de fallar. La tenacidad se emplea para evaluar el sistema de soporte en el que las fuerzas momentáneas inmediatamente siguientes a la falla serían suficientes para causar falla en el soporte si el sistema no se deformase hasta que la demanda de fuerza de roca se redujese a un nivel aceptable. La Figura 7.87 muestra algunas respuestas conceptuales al desplazamiento de fuerza para diversas configuraciones de malla y hormigón proyectado. La absorción de energía puede determinarse calculando el área bajo la curva de desplazamiento de fuerza.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Determinar la energía a un desplazamiento arbitrario no es indicativo de la capacidad de absorción de energía del hormigón proyectado. Para evaluar efectivamente dicha capacidad, deberá tenerse en cuenta la variación en la absorción acumulada de energía operada con el desplazamiento central. La Figura 7.88 muestra la absorción de energía acumulada para las muestras reforzadas con fibra de polipropileno de similares mezclas con diferentes espesores y tiempos de endurecimiento (Morton et al., 2009b).

Con la reintroducción del hormigón proyectado a la minería en Australia y otras partes del mundo dese principios y hasta mediados de los años 1990, el énfasis al evaluar el hormigón proyectado reforzado con concreto estuvo puesto en la resistencia de la primera grieta. Ello fue impulsado por el requerimiento de ingeniería civil de no tener grietas principalmente por razones estéticas. Cabe advertir que un requisito similar se aplica para evaluar las planchas de cemento reforzadas con fibra de vidrio utilizadas en construcción civil. Se descubrió que la máxima resistencia de la primera grieta estaba directamente relacionada con la resistencia de la transferencia de fibra y carga a la mezcla de hormigón proyectado. Ello fue claramente demostrado por las fibras de esencialmente la misma forma, pero de menor resistencia de tracción y con menor resistencia en la primera grieta. En años más recientes, la actitud en minería ha cambiado y ello ha conllevado a la adopción generalizada de fibras de plástico. Los ensayos han demostrado que la tenacidad integral del hormigón proyectado reforzado con fibra de plástico puede equipararse a la del hormigón proyectado de alta resistencia de tracción reforzado con fibra de acero. Sin embargo, es importante advertir que la malla tiene una respuesta superior a la carga lateral cuando se le compara con el hormigón proyectado reforzado con acero, como al hormigón proyectado reforzado con fibra de plástico. GRÁFICO: Desplazamiento en el punto de carga

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FIGURA 7.85 Falla de cizallamiento por perforación del hormigón proyectado con fibras de polipropileno (De Morton, F.C., et al.)

El hormigón proyectado no reforzado tiene baja tenacidad y cero resistencia residual. La adición de fibras a una mezcla de hormigón proyectado mejora la tenacidad. Sin embargo, el hormigón proyectado reforzado con malla es preferible al hormigón proyectado reforzado con fibra de plástico o con fibra de polipropileno, y al hormigón proyectado reforzado con fibra de acero, donde grandes desplazamientos de roca ocurren luego de una falla de roca, o acompañan el arrastre (movimiento paulatino de terreno) de la roca dúctil. En otras palabras, el límite de desplazamientos totales que el hormigón proyectado reforzado con fibra puede sostener es significativamente menor al límite de desplazamientos totales que el hormigón proyectado reforzado con malla puede sostener (Figura 7.89). En consecuencia, la capacidad de absorción de energía del hormigón proyectado reforzado con malla es también mucho mayor. Los resultados mostrados corresponden a una mezcla consistente de 30 kg de fibra de acero por metro cúbico y 5.6 mm de malla soldada galvanizada en aberturas de 100 mm x 100 mm. Luego del ensayo, sólo una pequeña porción de malla pudo ser vista en la base de la fractura (véase la Figura 7.13); consecuentemente, la capacidad de desplazamiento de la muestra es potencialmente mucho mayor que los resultados indicados. El uso de malla y hormigón proyectado tiene como ventajas brindar una inmediata respuesta al movimiento de la masa rocosa (debido al hormigón proyectado) y una gran capacidad de desplazamiento (debido a la malla). Sin embargo, se espera una gran diferencia en la absorción de energía cuando la malla está expuesta, en comparación a cuando la malla está empotrada. La malla

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles expuesta no participa en el proceso de estabilización al mismo tiempo que la capa de hormigón proyectado, y el soporte falla significativamente previo a ello (Figura 7.90).

FIGURA 7.86 Falla del hormigón proyectado debida a movimiento en la cresta del tajeo.

FIGURA 7.87 Respuestas conceptuales al desplazamiento de fuerza de los sistemas de soporte de superficie con carga lateral.

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FIGURA 7.88 Resultados de la energía acumulada por el hormigón proyectado reforzado con fibra (de polipropileno).

FIGURA 7.89 Resultados del desplazamiento de fuerza y acumulación de energía con el hormigón proyectado reforzado con malla y con fibra.

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FIGURA 7.90 Eyección dinámica del hormigón proyectado expuesto dentro de una capa reforzada con malla.

El uso de hormigón proyectado reforzado con malla empotrada bajo severa carga dinámica podrá resultar en cierta eyección del hormigón proyectado expuesto (Figura 7.91) y podrá requerirse una segunda capa de malla con el fin de garantizar la seguridad.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles 8 Relleno de Mina 8.2 Introducción El relleno consiste de materiales tales como roca de desecho, agregados, arena, o relaves de concentradora clasificados, que se colocan bajo tierra para llenar los vacíos creados por el minado de tajeo abierto. El uso del relleno contribuye a la eliminación del desecho, lo que a su vez ayuda al medio ambiente al reducir las dimensiones de las presas de relaves requeridas. Operativamente, dependiendo del método detallado de tajeo utilizado, el relleno puede proporcionar un piso de trabajo, un muro lateral, y/o un techo de trabajo (Figura 8.1). Brady y Brown (2004) han propuesto tres mecanismos de sostenimiento para interacción de la masa rocosa y el relleno (Figura 8.2). Primero, en roca destresada, el relleno proporciona contención cinemática de bloques claves formados en los límites del tajeo. Segundo, la resistencia pasiva de una masa de relleno se moviliza localmente por dilatación de la roca fracturada y desplazamientos del cuerpo rígido en los límites de muros de tajeo. Tercero, el desplazamiento de un muro entero de tajeo confina una masa de relleno, lo que a su vez provee sostenimiento global para un área grande, tal como un muro o pilar de tajeo secundario. De esta manera, una masa de relleno proporciona sostenimiento superficial, local y global a los muros del tajeo (Brady y Brown, 2004). El tajeo abierto por subniveles con extracción primaria y secundaria requiere relleno ajustado de los vacíos de tajeo mediante masas de relleno cementado independientes. Además, el relleno ajustado permite controlar la subsidencia en yacimientos que tienen huella grande. La falla de una masa de relleno expuesta probablemente lleve a la contaminación del mineral quebrado. Sin embargo, es difícil predecir con exactitud la estabilidad de una masa de relleno. La estabilidad es función del tipo de relleno y propiedades relacionadas, el método de colocación del relleno, el grado de arqueo y confinamiento, y también las dimensiones de la exposición de la masa de relleno (Bloss, 1992). Además, puede transcurrir un tiempo largo entre la colocación y la exposición del relleno, especialmente en geometrías de tajeo abierto muy grandes, dificultando optimizar el desempeño final del relleno (Figura 8.3). En el tajeo abierto por subniveles existe un gran número de tipos y aplicaciones de relleno. En general, se requiere relleno cementado para recuperar mineral de los pilares y lograr una tasa de extracción alta. El relleno cementado es esencial en las secuencias de extracción de tajeo de tablero de ajedrez dentro de yacimientos masivos (Figura 8.4) y también en yacimientos tabulares que tienen una secuencia de extracción primaria y secundaria. También se requiere relleno cementado para secuencias de extracción continua de tajeos.

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FIGURA 8.1 Recuperación de pilar de corona para tajeo de bancos ascendentes bajo relleno hidráulico cementado (CHF, por sus siglas en inglés).

Por otro lado, el relleno seco sin consolidar se usa conjuntamente con extracciones de tajeo de bancos angostos de abajo para arriba (Villaescusa et al., 1994; Villaescusa y Kuganathan, 1998).

8.2 Relleno de Roca sin Consolidar El relleno de roca (RR) es la más sencilla forma de relleno de mina consistente en roca de desecho volcada en un vacío de tajeo. El material puede provenir de una excavación en superficie o del desecho de minado de desarrollo. Dependiendo de la distribución del tamaño, el material puede entregarse por todo un bloque de tajeo a través de taladros de gran diámetro o pozos de relleno o se transporta utilizando fajas o camiones. La distribución a tajeos individuales normalmente se ejecuta usando equipo móvil. El material forma una masa de relleno sin consolidar y deben evitarse los tamaños grandes de partículas para eliminar espacios vacíos grandes dentro de la masa de relleno. La exposición de este relleno puede conducir a dilución. Sin embargo, en algunos casos se vuelve fundamental

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FIGURA 8.2 Mecanismos de sostenimiento del terreno debidos a relleno de mina. (a) Contención de bloques superficiales por roca destresada, (b) fuerzas de sostenimiento de masa rocosa fracturada movilizadas localmente, y (c) compresión global de relleno de sostenimiento de muro de tajeo debida al cierre del muro de tajeo.

FIGURA 8.3 Sección transversal mostrando la demora temporal entre la colocación y la exposición del relleno.

para un método de minado como en la mina Mount Charlotte (Ulla, 1997) donde se ha implementado una estrategia de extracción de tajeo de arriba para abajo, con tajeo bajo relleno sin consolidar (ver Figura 3.2). El RR sin consolidar forma un cono conforme al ángulo de escurrimiento y la ubicación de la colocación del relleno dentro de la geometría del tajeo. La Figura 8.5 muestra un ejemplo de colocación de RR para un tajeo masivo aislado, en el cual no ocurrirían más exposiciones de muro.

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FIGURA 8.4 Detalles de extracción terciaria de tajeo donde se ha expuesto más de una masa de relleno.

FIGURA 8.5 RR sin consolidar entregada por un pozo.

En yacimientos tabulares, el ángulo de escurrimiento de RR de aproximadamente 37º-42º dificulta mucho lograr un relleno ajustado contra una caja respaldo de tajeo con buzamiento empinado (Figura 8.6).

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FIGURA 8.6 RR sin consolidar incapaz de proveer sostenimiento ajustado a una caja respaldo de tajeo.

8.2.1 Relleno de Roca para Sostenimiento de Tajeo de Bancos El éxito del método de tajeo de bancos depende mayormente del nivel de entendimiento de las exposiciones de muros sin sostenimiento, la aplicación de tecnología de limpieza, la optimización de perforación y disparo, y el uso correcto de la tecnología de relleno (Villaescusa et al., 1994). Durante las etapas iniciales del diseño, generalmente se identifica una estrategia de extracción relacionada con la longitud estable máxima que puede exponerse con seguridad, así como el tipo de relleno a utilizarse. En la mayoría de casos, la infraestructura permanente tal como configuraciones de acceso por rampas se establece también muy temprano, dejando la estrategia de extracción como el único (y más importante) parámetro flexible a ser optimizado durante las etapas de producción posteriores (Villaescusa y Kuganathan, 1998). En extracciones de banco de abajo para arriba (buzamiento arriba) (ver Sección 2.6), el relleno proporciona un piso de trabajo para limpieza y también ayuda a estabilizar los tramos expuestos minimizando la deformación y carga dinámica de los muros excavados por voladura. Luego de la extracción de una longitud económica de un yacimiento con buzamiento empinado, el vacío creado por un tajeo de banco puede llenarse con relleno seco (desecho) hasta el piso de la galería de perforación, que se convierte en el nuevo horizonte de extracción del nivel siguiente como se indica en la Figura 1.14. El RR seco puede utilizarse para minimizar las deformaciones (y optimizar la estabilidad) mientras se extraen los bancos, siempre y cuando pueda mantenerse el relleno suficientemente alejado para minimizar la dilución del mineral quebrado por el relleno en el contacto.

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FIGURA 8.7 Contacto de mineral volado-RR.

Las tablas de estabilidad empíricas tales como el método del gráfico de estabilidad (ver Capítulo 5) pueden usarse para determinar las longitudes máximas de rumbo sin sostenimiento, que pueden exponerse con seguridad durante las operaciones de relleno continuo. Un uso óptimo del concepto de “longitud de rumbo crítica” aseguraría que no ocurre dilución excesiva durante la voladura de producción, donde el material volado puede arrojarse encima de surcos de relleno localizados próximamente (Figura 8.7), contribuyendo a la contaminación del mineral durante la limpieza. El sostenimiento proporcionado por el RR minimiza las deformaciones en las cajas respaldo de tajeo de bancos sin sostenimiento, ya sea mientras se extrae el tajeo o luego de la terminación del banco. Los datos de deformación de caja respaldo recogidos de extensómetros de punto múltiple debidamente ubicados han mostrado que el RR sin consolidar detiene eficazmente las deformaciones de gran escala de capas de caja respaldo sin sostenimiento durante el tajeo de bancos (Figura 8.8, Villaescusa, 1996). La instrumentación geotécnica también se ha utilizado para determinar la respuesta dinámica de un muro de tajeo a medida que se extrae y rellena progresivamente un tajeo de bancos. La Tabla 8.1 muestra un análisis de frecuencia de muros instrumentados usando conjuntos triaxiales de geófonos, indicando que el muro de un tajeo rellenado (usando RR seco) se comporta como un muro cerrado (es decir, terreno sólido intacto, donde no se ha creado vacío). Todos los datos de vibración de voladura se recolectaron a aproximadamente 5, 9 y 13 mm dentro de la caja respaldo de un tajeo (Villaescusa et al., 1994). El impacto benéfico del relleno en la estabilización de la masa rocosa que rodea un vacío de tajo es muy claro en los datos presentados en la Tabla 8.1. El RR colocado prontamente aparece reduciendo la carga dinámica impuesta por la voladura, mejorando así la estabilidad general de la masa rocosa regional.

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FIGURA 8.8 Influencia del RR en la deformación de una caja respaldo de tajeo de bancos.

TABLA 8.1 Respuesta Dinámica de una Masa Rocosa a medida que avanza el Relleno de Roca Frecuencia Frecuencia Número de Estado del Relleno Dominante (Hz) Promedio (Hz) Puntos de Dato Sin muros cerrados (burden de 1.5 m) Sin muros cerrados (burden de 3 m) No; tramo abierto de 6 m No; tramo abierto de 9 m No; tramo abierto de 15 m Tajeo vacío; tramo abierto de 15 m Tajeo rellenado a la mitad Tajeo rellenado 3/4 Tajeo rellenado 5/6 Tajeo rellenado Tajeo rellenado

10-20 40-50 30-50 90-100 100-110 100-130 100-110 --10-20 40-50 30-40

31 52 45 88 94 114 86 71 28 38 29

17 8 7 5 84 9 7 6 5 5 8

Fuente: Villaescusa, E., Quantifying open stope performance, en A. Karzulovic y M.A. Alfaro, eds., Proceeedings of the MassMin 2004, Santiago, Chile, 22-25 de Agosto, 2004, pp. 96-104, Instituto Chileno de de Ingeniería, Santiago, Chile.

8.3 Relleno de Roca Cementado El relleno de roca cementado (RRC) consiste en roca seca que se mezcla con una pulpa cementada en la parte superior de un tajeo (Yu y Counter, 1983; Grice, 1989). El método es adecuado para tajeos abiertos de capas múltiples, donde se requiere un relleno cementado de alto rendimiento para lograr objetivos de alta producción y tiempos de ciclo rápidos. El material de roca puede ser chancado y cribado o constituir material como sale de mina que se transporta y coloca en estado no saturado. Dependiendo de la granulometría, el material puede entregarse a través de taladros y pasos de relleno, utilizando fajas transportadoras o camiones (con o sin lanzadores). El método tiene

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles bajo costo de capital. Sin embargo, el tamaño de partícula máximo de los agregados usados para preparar el RR tiene un impacto mayor en el costo de establecer una planta de relleno, así como en el costo operativo de preparación del material de relleno. Los tajeos extraídos se sellan con cercos o barricadas de relleno y el RRC se vacía en los vacíos de tajeo donde una matriz cementicia se agrega a la roca de desecho (Figura 8.9). A medida que la masa de relleno se consolida, puede exponerse logrando una resistencia y rigidez muy alta que conducen a muros altos independientes (Bloss, 1992). Cuando los materiales de relleno pueden entregarse por taladros de diámetro pequeño, esto permite una mejor distribución del relleno dentro de un vacío de tajeo. Sin embargo, se sabe que el RRC se segrega alrededor de un punto de vaciado. Grice (1989) describe una técnica de relleno diferencial en la que la playa hidráulica cementada se coloca contra una exposición de tajeo futura, mientras que el vacío principal se rellena con agregado (Figura 8.10). A medida que disminuye la profundidad de tajeo, los pozos usados para entregar el material pueden desgastarse.

FIGURA 8.9 Sistema conceptual de distribución de RRC.

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FIGURA 8.10 RR diferencial – cono de impacto de RRC y playas hidráulicas cementadas (área de de planta de tajeo de 40 m x 40 m).

El RRC puede usarse también dentro de secuencias de extracción de tajeo de bancos tales como las descritas por Saw et al., (2011). En este contexto, una mezcla de roca de desecho chancada y cribada del desarrollo de mina, cemento de uso general y agua fresca puede utilizarse a fin de proveer las funciones siguientes:

• • •

Estabilidad regional para una masa rocosa que circunda un tajeo de bancos Provisión para el socavamiento de niveles de fondo de tajeo cuando la secuencia de abajo para arriba llega a la parte superior de un panel de tajeo. Retención de roca de desecho sin consolidar en la mitad posterior de cada tajeo mientras que se logra una cara independiente que facilita la remoción de un tajeo adyacente (Figura 8.11). Esto también proporciona resiliencia a las actividades de disparo de arranque dentro de la estrecha proximidad al RRC.

8.3.1 Relleno de Agregado Cementado El relleno de agregado cementado (RAC) se crea cuando se añade roca chancada al relleno hidráulico cementado (RHC) y se vuelca en un vacío de tajeo (Bloss, 1992, 1996); Farsangi y Hara, 1993; Bloss y Greenwood, 1998, ver Figura 8.12). La relación entre agregados, relaves, y dosificación de cemento, y el efecto de agregar aditivos sobre la trabajabilidad del relleno son muy importantes. Cowling et al. (1989) reportaron un ejemplo de agregado añadido a 20%-25% por peso y el producto reticulado y entregado a través de tuberías y taladros con una densidad de pulpa de aproximadamente 70% por peso de sólidos. La Figura 8.13 muestra una extracción de tajeo secundaria que expuso un RAC muy estable en la mina Bronzewing, Australia Occidental.

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FIGURA 8.11 Esquema de porciones de un tajeo de bancos rellenadas con roca sin cementar y cementada.

FIGURA 8.12 RAC vaciado desde la lapa del tajeo en la mina Kenowna Belle, Australia Occidental.

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FIGURA 8.13 Exposición de RAC durante la extracción de tajeo secundario en la Mina Bronzewing.

El cemento portland de uso general se utiliza para preparar el RAC conforme a los requerimientos de una mina particular. Las tasas típicas de cemento usadas son 3%-7% por peso de sólidos, teniendo la dosificación del cemento una alta proporción en el costo del agregado cementado. Por lo tanto, es muy importante considerar el empleo de agentes de adhesión alternos efectivos en costo. Se ha practicado ampliamente el uso de puzolanas como agentes de adhesión, reemplazando parcial o totalmente el cemento portland común en el RRC u otros tipos de relleno cementado. Por ejemplo, Las Minas Mount Isa utilizaron 1.3% de cemento y 2.6% de escoria de horno reverberatorio de cobre en su RRC y RHC para alcanzar una resistencia compresiva uniaxial (UCS, por sus siglas en inglés) de 1 MPa a 56 días de curado (Grice, 1989). Con relleno de este diseño, exposiciones de 40 m de ancho por más de 200 m de altura han demostrado ser estables (Bloss, 1992). Pueden encontrarse muchos ejemplos adicionales en todo el mundo del empleo parcial de puzolanas como adherentes de RRC. La composición del agregado y distribución de tamaño juegan un rol significativo en la creación de resistencia del relleno y estructura de masa del mismo. La composición de agregado y distribución de tamaño bien diseñados pueden maximizar la resistencia del relleno y minimizar la segregación de la masa de relleno durante la colocación del mismo. Generalmente, se utilizan rocas fuertes para producir agregados para el RAC pues comúnmente se reconoce que mientras más fuertes sean los agregados, más alta será la resistencia del RAC. Sin embargo, las pruebas de laboratorio indican que la resistencia del RAC hecho con una combinación de agregado fuerte y agregado relativamente débil que genera más finos es notablemente mayor que la obtenida con un relleno hecho solamente de agregado fuerte o agregado débil (Golosinski et al., 1997). La generación de finos durante la preparación, entrega y colocación del RAC en un sitio de mina puede producir una mezcla que está densamente empacada dando como resultado mayor densidad a granel y una tasa de vacío menor, aumentando así la resistencia de UCS. El efecto de la adición de arena al RRC se estudió en detalle para la práctica de relleno de la Mina Kidd Creek. Yu y Counter (1983) reportaron que la adición de un 5% de arena al RRC redujo significativamente la segregación del agregado grueso y dio como resultado un aumento de 40% en

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles resistencia a la compresión. Cuando se añadió más arena, el incremento en el área superficial del agregado, que debe revestirse con la misma cantidad de pasta de cemento, hizo que la resistencia disminuya monotónicamente. En muchos sitios de mina a menudo no hay arena disponible o el suministro es insuficiente para fines de relleno de mina. Por tanto es necesario hacer uso de los relaves como alternativa, que normalmente tienen un tamaño de partícula mucho más fino que la arena. La adición óptima de relaves al RAC permanece desconocida y necesita investigarse y especificarse.

FIGURA 8.14 Influencia de la adición de relaves sobre la resistencia del RRC.

La Figura 8.14 muestra el efecto de la introducción de relaves en una mezcla de RAC. Los resultados indican que para las muestras de relleno, con 100 mm de diámetro y 200 mm de longitud, hechas de agregado con un tamaño de partícula nominal máximo de 20 mm (a una dosificación de cemento de 4%), la más alta resistencia se logró con una adición de 10% de relaves. Con la misma dosificación de cemento, para ambos casos en que el RR no tenía relaves o tenía más del 10% de relaves, se logró una resistencia menor. Esto se debe a que mezclar relaves en un RRC sin relaves tenía un pobre efecto de revestimiento de cemento, mientras que una alta adición de relaves aumentaba el área superficial de las partículas que requerían revestimiento y adherencia del cemento. La investigación previa ha demostrado que los sólidos totales disueltos (STD) influyen la resistencia del cemento y que los resultados del RAC dependen de la cantidad de STD y la composición química del agua subterránea (Wang y Villaescusa, 2000). El objetivo de la determinación del contenido de agua es lograr una adición óptima de agua para un relleno con un revenido equivalente a 200 mm. Sin embargo, en casos donde el porcentaje de relaves es bajo, puede ocurrir fuga de agua libre cuando se prepara una mezcla de relleno. En los casos donde usan relaves para preparar una mezcla de relleno, el principio de determinación de la adición de agua es asegurar una distribución apropiada de pulpa de cemento a través de los agregados. También es importante asegurar que la fragua de la mezcla de RAC ocurra después de la colocación del relleno. De otro modo, si la fragua y consolidación de la mezcla de relleno cementado ocurre

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles durante su transporte, el vaciado del relleno en un vacío de tajeo impondrá un impacto dañino en el desarrollo de resistencia de la masa de relleno cementado. La trabajabilidad del RAC junto con la utilización de aditivos requiere enfocarse en la influencia de los aditivos (Weatherwax et al., 2011) sobre el revenido del relleno, adición de agua, desarrollo de resistencia y tiempo de fragua del cemento. La Figura 8.15 muestra los efectos de una dosificación de aditivo que varía de 0.3% a 0.9% para una mezcla de relleno de agregado cementado/relaves. Los resultados son para relleno de relaves cementados/agregado con una receta de relaves:agregado:cemento igual a 32:64:4. Las dosis de aditivos usadas fueron 0.3%, 0.6% y 0.9% por peso de cemento. Se logró un aumento en el esfuerzo de falla de alrededor del 35% cuando se usó 0.4% y 0.6% de aditivo para ambos casos de presiones de confinamiento de 100 y 300 kPa. Una dosis de 0.9% de aditivo aumentó el esfuerzo de falla en 55% para ambas pruebas (presiones de confinamiento de 100 y 300 kPa). El revenido de la mezcla con 0.6% de aditivo fue 205 mm, que fue 5 mm mayor que el de otras muestras. Además, los contenidos de agua usados para preparar las mezclas de relleno para lograr un revenido relativamente igual de 200 mm para 0%, 0.3%, 0.6% y 0.9% de aditivo fueron 28.9%, 25.2%, 25.6% y 23.5%, respectivamente. Esto indica claramente el marcado efecto de la reducción del agua mediante el empleo de un aditivo. En resumen, los siguientes factores probablemente contribuyen al desempeño del RAC:

• • • • • • • • •

Contenido de cemento Porcentaje de finos adicionales (relaves o arena) Calidad y cantidad de las alternativas de cemento tales como escoria molida y ceniza arrastrada si se usan como agentes de adhesión Tasa de agua/cemento en la pulpa de cemento pulpa hidráulica cementada Naturaleza y calidad de aditivos Grado de mezcla entre la pulpa de cemento y los agregados de relleno Composición y calidad de los agregados Distribución de tamaño de agregado Segregación del material durante el transporte y colocación

FIGURA 8.15

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Influencia del aditivo en el RR de relaves cementados.

8.6 Relleno Hidráulico El relleno hidráulico (RH) consistente en relaves de concentradora clasificados de los que se ha removido las fracciones finas (Figura 8.16) es uno de los métodos más eficaces disponibles para sostener un vacío de tajeo abierto (Thomas et al., 1979). Se le puede colocar ya sea cementado o sin cementar, con material proveniente de una planta en la superficie. El material puede provenir también de una planta de relleno de arena donde la arena seca se pulpea para la tubería subterránea. Puede agregarse cemento al relleno a fin de proveer resistencia y control de escurrimiento del relleno, a fin de que los pilares adyacentes a los tajeos rellenados puedan recuperarse sin una indebida dilución por el relleno. La gravedad es el transportador principal y el relleno en pulpa pasa por tubos bajo tierra. Las tuberías verticales pueden ser de acero, o pueden usarse taladros. Líneas de distribución por nivel se usan para transportar el relleno desde las líneas verticales principales o taladro a los tajeos a rellenarse (Figura 8.17). La alimentación por gravedad es adecuada salvo que distancias horizontales excesivas estén involucradas. La densidad del relleno es de alrededor de 70%-75% de sólidos por peso (45%-50% por volumen) y puede asentarse durante el transporte. La velocidad de operación recomendada es aproximadamente 6 m/s. Una vez que se instala un sistema de manipuleo de relleno, se requiere un mínimo de mano de obra y tiempo para rellenar los vacíos del tajeo. Sin embargo, el RH requiere tasas razonables de

FIGURA 8.16 Representación esquemática de una planta de proceso de RHC.

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FIGURA 8.17 RH de (a) banco y (b) tajeos abiertos de capa múltiple en ejecución.

permeabilidad de agua o percolación para permitir que drene el agua, a fin de que el material no permanezca en estado fluido. Un aspecto importante de la colocación del relleno es la preparación del tajeo previa al relleno. Se requiere la obturación de cualquier desarrollo del tajeo, y debe hacerse provisión adecuada para la remoción del agua. También se requiere la instrumentación de líneas de relleno y barricadas de relleno (Winder, 2006). Para el relleno hidráulico sin cementar (RHSC), se requiere una distribución de tamaño que tenga no más de 8% (sólidos por peso) pasando 20 µm para permitir la permeabilidad adecuada luego de la colocación. El RHSC se utiliza donde una masa de relleno no estaría expuesta por minado futuro, dado que no es probable que desarrolle la resistencia requerida para sostener su propio peso. El RHC típicamente tiene no más de 10% (sólidos por peso) que pasan 10 µm. La adición de un aglomerante permite que el relleno gane resistencia suficiente para sostener su propio peso cuando se le expone en una secuencia de tajeo. El RHSC consiste en una masa porosa en la que el exceso de agua transportada se drena del vacío de tajeo cuando se coloca. La resistencia se desarrolla por la fricción inter-partículas y el confinamiento del cierre de muro de tajeo. Para el RHC, Grice (1998) ha reportado que una adición de cemento de aproximadamente 6% por peso seco logrará una resistencia compresiva no confinada que pasa de 750 kPa dentro de 28 días de curado. En la práctica, para cada operación, la adición de cemento varía ligeramente debido a la diferente mineralogía del relave. La Figura 8.18 muestra un vacío creado por la terminación de una extracción de tajeo secundario. Puede observarse un ligero arqueo (a través del yacimiento) de las masas de relleno de RHC previamente colocadas dentro de los tajeos primarios adyacentes. El RHC permite el 100% de extracción de tajeos abiertos grandes de capa múltiple, como se muestra en el ejemplo de la sección larga de la Mina Golden Grove, Australia Occidental (Figura 8.19).

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FIGURA 8.18 Extracción de tajeo secundario mostrando ligero arqueo de las dos superficies de RHC.

FIGURA 8.19 Vista de sección larga de un yacimiento de cobre – Mina Golden Grove, Australia Occidental.

El uso exitoso del RH requiere grandes cantidades de agua de transporte. El agua de exceso puede causar problemas significativos en los niveles de barricada de tajeo, ya que se drena hacia afuera y puede llevar cemento y otros finos (lamas) fuera de los tajeos, dando como resultado potencial la pérdida de resistencia y costos de bombeo sustanciales. Para que el RH comience a funcionar dentro de un tajeo, se le debe desaguar, a fin de que las partículas del relleno puedan entrar en contacto y enclavarse. Debe removerse el agua de exceso de un tajeo antes de añadir más relleno. Cuando

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles se usa el RHC, el desaguado del relleno principal es por percolación y si la tasa es muy baja, el agua de exceso de la pulpa no se drenará con rapidez suficiente y habrá estancamiento en la superficie del tajeo. La Figura 8.20 muestra un ejemplo donde el nivel del agua de estancamiento se mantuvo por debajo de la barricada del tajeo y el drenaje del agua ocurrió previo a otra corrida de relleno. Una ventaja del RH es la sencillez de producción y reticulación. Los materiales de relleno tales como la arena y los relaves deslamados están disponibles y son fáciles de mezclar, dando como un resultado un costo de producción relativamente bajo, con el contenido de cemento constituyendo el más grande componente de costo del proceso de producción del relleno. La experiencia y el conocimiento de los efectos del contenido de finos en las propiedades de flujo han dado como resultado el desarrollo de métodos confiables de colocación de RH (Grice, 1989; 2005b; Winder, 2006; Archibald et al., 2011).

FIGURA 8.20 Evidencia de agua estancada con respecto a la barricada de relleno permeable.

8.5 Relleno de Pasta Cementada El relleno de pasta cementada (RPC) representa una variante del relleno colocado hidráulicamente que utiliza el total de relaves de concentradora que han sido desaguados (Figura 8.21). El material se transporta y coloca usando taladros y sistemas de distribución por tubería y contiene m{as de 80%-85% sólidos de masa por peso (Landriault y Goard, 1987). Se requiere cemento en todas las colocaciones, y se añade arena (o agregado) y agua para desarrollar características reológicas y de resistencia específicas. Los líquidos en el agua de relleno y dren se mezclan con los sólidos después de la colocación; sin embargo, el proceso de hidratación del cemento generalmente consume cualquier agua de exceso. El relleno en pasta desarrolla buenas características de resistencia comparado con otros tipos de relleno. Sin embargo, el método tiene altos costos de capital para facilitar el transporte y colocación del material de flujo de tapón.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles La distribución de tamaño requerida para el relleno en pasta es que al menos el 15% (sólidos por peso) debe pasar 20 µm a fin de lograr las propiedades reológicas requeridas para la colocación por tubería o taladros (Figura 8.22). La resistencia del RPC es función del contenido de cemento que puede variar de 1% a 10%. La ganancia de resistencia depende significativamente de la tasa de agua/cemento (Figura 8.23). La Figura 8.24 muestra la resistencia del RPC en comparación con otros tipos de relleno. El desarrollo temprano de la resistencia reduce potencialmente los tiempos de ciclo de tajeo. El RPC consiste en una pulpa que no se segrega, lo que significa que aún cuando está estacionaria, el relleno permanece en una sola fase homogénea. Esto se debe al tamaño y contenido de los sólidos que puede retener el agua de la mezcla, la cual tiene agua de exceso insignificante. Se requiere preparar los materiales de relave con desaguado, ya que el procesamiento del mineral se efectúa usualmente utilizando altos contenidos de agua. Se aumenta

FIGURA 8.21 Ejemplo de flujo de proceso y componentes de planta de relleno en pasta.

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FIGURA 8.22 Entrega y reticulación de relleno en pasta usando tuberías.

la densidad requerida de los relaves usando un proceso que incluye espesamiento y filtrado (Earl, 2003; Faulkner, 2005). Se usa la prueba de revenido para asegurar que una planta de pasta dada está produciendo pasta a la densidad requerida. Los revenidos típicos para el relleno en pasta varían de 150 a 250 mm.

FIGURA 8.23 Resistencia comparativa – UCS versus tiempo para diferentes tipos de RPC.

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FIGURA 8.24 Desarrollo de UCS par mezclas de relleno que tienen 4% de cemento.

El esfuerzo de cedencia es el esfuerzo en el límite del comportamiento elástico que describe la reología de un relleno en pasta. En otras palabras, es el esfuerzo mínimo requerido para iniciar el flujo de la pasta a una tasa de cortante de casi cero. La comprensión de la relación entre el esfuerzo de cedencia y el porcentaje de sólidos es esencial para el diseño de un sistema de transporte de relleno en pasta. Un sistema apropiado de transporte permite la entrega del RPC desde la superficie hasta bajo tierra al más alto porcentaje de sólidos. Las mediciones directas del esfuerzo de cedencia pueden hacerse usando un método sugerido por Nguyen y Boger (1985) y utilizando un viscómetro Haake VT550. El esfuerzo cortante de veleta se calcula como que está uniformemente distribuido dentro de las muestras cilíndricas de RPC. Los esfuerzos de cedencia se miden inmediatamente después de mezclar, es decir, unos 5-10 minutos después del contacto del aglomerante con el agua. La veleta se gira a una tasa de corte de 0.5 rpm por 100 s y se registra el esfuerzo durante dicho período. El esfuerzo pico se reporta como el esfuerzo de cedencia. También pueden efectuarse pruebas de revenido cónico estándar conforme a la Norma Australiana AS 1012.3.1 en diferentes mezclas de RPC. En las Figuras 8.25 y 8.26 se presentan esfuerzo de cedencia típico, correlaciones con porcentaje de sólidos, y revenido para diferentes mezclas. Se pueden establecer correlaciones ligeramente distintas para diferentes mezclas. El costo capital para una planta de relleno en pasta puede ser alto debido a la maquinaria especializada y la instrumentación requerida para monitorear el contenido de agua y bombeabilidad. Durante el comisionamiento de la planta se incurre en mayores costos de operación. Además, ya que se usa la totalidad de relaves, es probable que una proporción alta de finos cause problemas durante el filtrado. Sin embargo, como puede usarse la totalidad de relaves, este remueve la necesidad de clasificación antes de la preparación del relleno para colocación en

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FIGURA 8.25 Correlaciones típicas entre densidad de sólidos de RPC y esfuerzo de cedencia para diversos sitios de mina.

FIGURA 8.26 Correlación típica entre densidad de sólidos de RPC y revenido para diversos sitios de mina.

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los vacíos del tajeo. Una ventaja ambiental resulta de tener una alta proporción del desecho metalúrgico dispuesto bajo tierra. El sistema total de distribución de pasta debe diseñarse para soportar presiones altas a la vez que tenga flexibilidad para entregar el relleno a todas las locaciones de tajeo dentro de una mina particular. La Figura 8.27 muestra un ejemplo de masa de relleno estable donde se implementó extracción continua usando un minado de secuencia de tajeo de bancos de arriba hacia abajo con relleno en pasta en la Mina Junction en Kambalda, Australia Occidental. La Figura 8.28 muestra un muro de relleno en pasta expuesto en el horizonte de extracción de un tajeo abierto de capa múltiple.

8.6 Sistemas de Operaciones de Relleno de Tajeo Abierto El proceso de selección para un sistema efectivo de operación de relleno siempre es influenciado por la experiencia local y la disponibilidad de materiales en un sitio de mina particular. Cowling (1998) ha recomendado una serie de pasos para identificar debidamente y eliminar alternativas progresivamente. La etapa inicial es diseñar un sistema que es seguido después por la optimización, conduciendo al control de costos a largo plazo.

FIGURA 8.27 Ejemplo de tajeo de bancos bajo RPC en la Mina Junction.

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FIGURA 8.28 Vista frontal de un muro de RPC expuesto durante el tajeo secundario.

8.6.1 Preparación del Material La preparación del material involucra a menudo una planta o estación de procesamiento de relleno situada en la superficie, donde se desaguan los relaves de concentradora de tamaño total, se redimensionan, y se mezclan. Para el RPC, el redimensionamiento usualmente implica remover la fracción -10 µm para producir un relleno de drenaje libre. La mayoría de relaves se reconstituyen con agua para el RPC y se efectúa el chancado de roca para lograr la granulometría de agregado deseada para el RAC. Los relaves o agregados resultantes se mezclan con agentes adherentes tales como cemento o puzolanas. La proporción de mezcla se calcula por masa seca de componentes. La uniformidad del suministro de material de relleno se requiere en todo momento para asegurar la continuidad de producción.

8.6.1 Química y Mineralogía La composición química y mineral del material de relleno es probable que influya en el desarrollo de la resistencia última de una masa de relleno. Algunas minerales pueden experimentar oxidación, hidratación, o carbonización cuando se exponen a las condiciones húmedas de una masa de relleno. Se sabe que la presencia de pirita en un material de relleno lleva a reacciones exotérmicas que pueden encender su contenido de azufre e iniciar un incendio auto-alimentado dentro de un vacío de tajeo (AMIRA, 1995). La arcilla y micas son materiales laminares planos que pueden requerir contenidos adicionales de aglomerantes para alcanzar las resistencias de objetivo.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles Analizar los resultados es complejo debido a los efectos de la molienda del material, que puede romper la estructura de cristal de algunos minerales presentes y causar dificultades durante la identificación de los minerales. La Tabla 8.2 muestra la composición mineral de relaves típicos de mina obtenida utilizando métodos de difracción de rayos X (XRD, por sus siglas en inglés). Los resultados muestran que los relaves contienen principalmente cuarzo, feldespato, mica, minerales de arcilla, minerales de sulfuro, y minerales de carbonato. Algunos minerales no favorecen la hidratación del cemento. Además, es de esperar que la presencia de minerales de arcilla (clorita, ilita y caolín) y minerales de sulfuro (pirita y pirrotita) reduzcan la resistencia del relleno para un tipo y dosificación de cemento dados. Por otra parte, la presencia de minerales de carbonato (calcita y dolomita) aumentaría favorablemente la resistencia del relleno de mina.

8.6.1.2 Granulometría La granulometría del material de relleno es un factor controlador clave en las propiedades de ingeniería de una masa de relleno. Por ende, uno de los primeros pasos en la preparación del material para empleo en relleno es el proceso de dimensionamiento para remover finos de los relaves. Dependiendo del tipo de relleno, en el proceso de dimensionamiento se utilizan espesadores, chancadoras, zarandas y ciclones. Otros métodos de dimensionamiento involucran imágenes ópticas usando luz de láser. El rango de distribución de tamaño controlar la densidad, tasa de vacío, y porosidad de una masa de relleno. La Figura 8.29 muestra las curvas de dimensionamiento para un número de tipos de relleno. En general, para aplicaciones de RRC, los tamaños de partícula que pasan de 10 mm se clasifican como agregados gruesos.

Diseño Geotécnico para Tajeo Abierto por Subniveles TABLA 8.2 Composición Mineral Típica de Materiales de Relave Relave de Relave de Mineral Plomo-Zinc-Plata Oro-1

Anfíbola Ankerita Calcitaa Clorita Dolomitaa Yeso Halita Ilitab Feldespato-K Caolinb Cianita Magnetita Muscovita Feldespato Plagioclasa (Albita) Piritab Pirrotitab Cuarzo

Relave de Oro-2

Relave de Cobre-1

Relave de Cobre-2

Relave de Cobre-3

19 9 3 21 10 10

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