Sección técnico-científica
Determinación del ancho de minado con sostenimiento mecanizado sustentado bajo análisis: estructural, geomecánico y vibracional Resumen
Entendemos por “Compromiso de minería limpia” aquel que, dentro de sus operaciones, hace viable que la tecnología y el conocimiento debidamente aplicados se vean reflejados en términos de eficiencia y eficacia en aspectos como como el de preservar y proteger el medio ambiente. En ese sentido, CMHSA desde sus inicios ha explotado sus horizontes mineralizados con soporte de madera (520,000 pies2 /mes), con secciones de minado no mayores de 3.00 m x 3.00 m. Los niveles de riesgo por desprendimiento de rocas y aplastamiento por colapso constituían las causas atribuibles a los accidentes en el interior de la mina. El presente trabajo se avoca a determinar la factibilidad de minar a sección plena todos los tajeos, para lo cual se simularon las condiciones más favorables y desfavorables desde el punto de vista estructural y geomecánico. En cuanto a la geometría, se determinó la de bóveda en arco como la más viable, habiéndose logrado alcanzar anchos de minado de hasta 12.00 m y dotándose con ello a dichas labores de una mayor estabilidad al proporcionarles sostenimiento activo a través del shotcrete SFR y pernos Hydrabolt. Los alcances de dicha innovación se reflejan en que se logró una mayor productividad (13.77 TM/Tarea, equivalente a un incremento del 57%), menores
niveles de riesgo por desprendimiento de rocas, y menores grados de sobre excavación y de generación de vibraciones, al haber implementado de manera obligatoria la voladura de pre-corte (y el uso del Exablock en los taladros de contorno) en todas sus labores. Por último, se utilizó el nuevo concepto sobre control de vibraciones a través del control del “Nivel de daño inducido” en nuestros elementos de sostenimiento (shotcrete) variable, gracias al cual nuestros taladros de contorno no deberán de superar velocidades pico de partículas del orden de los 117 a 468 mm/seg, para una franja de 0.60 m de presencia de microfisuras en el shotcrete. Objetivos §
§
Analizar los niveles de factibilidad de aplicación en Consorcio Minero Horizonte S.A. del minado a secciones de vetas plenas mediante corte y relleno ascendente mecanizado sostenidos con shotcrete SFR. Al considerar el shotcrete SFR como elemento de sostenimiento activo, en nuestro proceso de minado se hace necesario determinar los niveles de daño admisibles por las vibraciones de la voladura de producción generadas y elaborar las estrategias que conduzcan a su minimización.
Ing. Otto Sandovel Zea Superintendente Superintendente de Operaciones - CMHSA
[email protected]
Ing. Hanry Guillén Vilca Jefe de Sección Min a - CMHSA
[email protected] .pe
1. Condiciones de diseño 1.1 1. 1Minado evaluado: Desde el inicio de
sus operaciones, CMHSA vino explotando su estructura mineral mediante el método de corte y relleno ascendente con cuadros de madera en sus variantes convencional y mecanizado, teniendo para ello secuencias de minado de fila x fila, con secciones de minado no mayores a 3.00 x 3.00 metros hasta los límites de la estructura para posteriormente rellenarlas con RH e inmediatamente iniciar otra franja de minado. (Ver Fig. N° 01). 1.2 Este proceso de minado manifestaba algunas restricciones: se generan
áreas de inestabilidad tanto en la caja techo como piso y en la propia corona de la estructura mineral “realces” y la interpretación de dichos eventos responde al
Y Zona fracturada
Y = 1/f[a1-x2/a1]
Vacíos que no se puede rellenar impedido por el yute y entablado Vacíos que no se puede rellenar impedido por el yute y entablado
Y=1/f[a1-x2/a1] Y=1/f[a1-x2/a1] Vacíos que no se puede rellenar impedido por el yute y entablado Y=1/f[a1-x2/a1] Y=1/f[a1-x2/a1] Vacíos que no se puede rellenar impedido por el yute y entablado
FIG N° 01
46
MINERÍA 410
FIG N° 02
www.mineriaonline.com.pe
Sección técnico-científica
Año
Niveles de consumo de madera (pies 2)
Total
Tajeo
Avances
Rehabilitación
2009
239,366
156,972
63,929
460, 267
2010
263,906
102,762
124,375
491,043
2011
193,148
29,834
40,160
263,142
Total
54,148
100,033
53,992
212,513
§
Tabla N° 01. Fuente: Informe de gestión mensual CMHSA.
proceso de relajamiento progresivo del macizo rocoso cuando este abandona el dominio elástico y se plastifica en niveles de inestabilidad que se ilustran en la Fig. N° 02. Dichas inobservancias nos llevó a tener los siguientes consumos de madera en nuestras operaciones: 1.3Minado propuesto: Concebimos que
toda propuesta relacionada con los métodos de explotación subterránea parte de evaluar tres variables de relevancia mayor: geometría de la sección sujeta a la orientación de los esfuerzos principales, bondades en cuanto estabilidad y niveles de daño inducidos generados por la utilización de explosivos. 1
Biaggio Arbulú. Análisis estructural, vol. III, pág 59.
los apoyos pese a que las cargas externas sean verticales1”. La Tabla N° 02 nos muestra tres condiciones básicas que se hace necesario idealizar desde el punto de vista estructural: Cuando el minado no se lleva a sección completa, la inestabilidad es tanto en la caja piso como en la techo, producto del: a) Encribado con la madera en tantas veces se hayan realizado el número de filas; b) Relajamiento de los hastiales por no dotar al macizo rocoso de un sostenimiento activo. Dicha condición se puede simular estructuralmente como una viga simplemente apoyada. (Ver Esquema 1)
2. Parámetros de diseño 2.1 Geometría y orientación:
Existe una definición de arco, debida a Cayo Julio L acer, ingeniero romano que en el año 106 dijo: Ars ubi materia vinvitur ipsa sua (en el arco la materia se vence a sí misma), por lo que al tener el macizo rocoso limitaciones en cuanto a los umbrales de carga de tensión y mejores bondades a las de compresión, la revisión de la teoría del análisis estructural nos reporta, que: “El arco es el mayor invento tensional del arte de la ingeniería, dado que permite gobernar las diversas solicitaciones de carga a las que está sometida y asimismo, venciendo inclusive grandes luces, mediante trabajo puramente compresional, es allí donde cobran relevancia las secciones circulares y elípticas (…) Sin embargo, es fundamental los esfuerzos longitudinales de contrarresto que se generan en los empujes horizontales sobre
En el corte de transición, al llevarse el minado a sección completa, se observa en la caja techo (sobre elevaciones y encribado con madera) un grado de inestabilidad menor respecto de la caja piso, en la que se muestran condiciones de empotramiento estructural que impiden el giro y desplazamiento, lo que significa que, bajo esas condiciones, la estructura se puede simular como simplemente apoyada hacia la caja techo y empotrada hacia la caja piso. (Ver Esquema 2):
§
En el corte n+1 se deberá de observar estructuralmente un grado de empotramiento perfecto en ambas cajas; por lo tanto, la labor será más estable. (Ver Esquema 3).
§
2
2
M máx
wL =
M máx
8
Esquema 1
9 wL =
128
Esquema 2 FORMA DE LA EXCAVACIÓN Y ESFUERZOS DE CONTORNO ELIPSE
σa
b
b/2 = 1 a/2 = 2
a/2 = 2
2
M máx
wL =
24
a
σa
H
b/2 = 1 3H W=a=3Hm H=b=1Hm
Radio de curvatura en a: Pa = 2 H Radio de curvatura en b: Pb = 9 h
Esquema 3
MINERÍA la mejor puerta de acceso al sector minero
MINERÍA 410
47
Sección técnico-científica
Tipo de roca
RMR
1 2 3 4 5 6 7
30 35 45 55 55 60 65
Q
N° de familias defracturas
Jn
Jr
0.325 0.523 1.356 3.515 3.515 5.659 9.111
3.5 4.0 3.0 2.5 3.0 2.5 2.5
15 15 12 12 12 9 9
1.5 1.0 1.5 1.5 1.0 1.0 1.0
Presión roca (Pr ) Kg/cm2
Mpa
Altura (m)
1.93 2.48 1.21 0.88 1.32 1.13 0.97
0.0193 0.0248 0.0121 0.0088 0.0132 0.0113 0.0097
2.15 2.76 1.35 0.98 1.47 1.26 1.08
Tabla Nº 02.
A l a h ora de plante ar la geometría d e la excavación subterránea, necesitamos conocer el estado de las tensiones al que se encuentra sometido el terreno objeto de la excavación. Las condiciones de CMHSA determinan que las labores están en promedio a 500 - 600 metros de profundidad, por lo que es relevante determinar la relación K que permite hallar σH a partir de σZ. Hoek y Brown demostraron que, para dichas condiciones, las tensiones no están controladas por las características del material, sino por la geometría de la excavación y ratifica el hecho de que, al incrementarse la profundidad, el rango de valores que puede adquirir K se estrecha, reduciéndose a valores que se mueven entre 0.5 y 1 (estados de tensiones hidrostáticos) y, en relación a la orientación de los ejes respecto de los esfuerzos, también se tiene la siguiente condición: Ecuación N° 01
σ
A
2W = P (1 − K + 2q ) = P 1 − K + σ A
Ecuación N° 02
σ B
2 K 2 H = P K − 1 + = P K − 1 + K σ B q
coso con RMR entre 30-4 0, procedemos a calcular la carga geomecánica simulada a la que estará sometida la excavación, la misma que se ilustra en el Anexo N° 02. Ecuación ° 06 P r
( J n ) 3 J r (Q )
0.5
2
=
0.33
con < de 03 familias de discontinuidades. Ecuación N° 07
Ecuación N° 03 q
P r
2 =
2 K =
1
−
K A
Ecuación N° 08
e
Ecuación N° 04
A
= P 1 − 0.5 +
2 * 3 H 2 H
= P [0.5 +
3
] = 2.23P
RMR − 41.80
10.50
Índice de calidad tunelera para minería. 3. Dimensionamiento estructural
Ecuación N° 05 σB = 1.12 P
Entendiendo que el dominio geomecánico en CMHSA responde a macizo ro-
Sección
0.33
con > de 03 familias de discontinuidades.
Para la condición evaluada en la ecuación 01 y para K = 0.50, se tiene:
σ
J r (Q )
Entendiendo que la configuración de la excavación deberá de tender a una figura elíptica que -con fines de diseño- se simule como un arco, aplicaremos la expresión generalizada de la ecuación plana (metodología de Bresse), considerando el rebajamiento del arco o relación entre flecha/luz al
Dimensiones Àrea (M2)
F.S
(A) T/M
Mu (Tn * m)
6.00 x 4.50
4.89
6.11
13.705
7.00 x 4.50
5.9
7.38
16.064
10.00 x 4.50
7.75
9.69
20.354
11.00 x 4.50
8.41
10.51
21.876
12.00 x 4.50
9.87
12.34
25.275
1.3
Tabla Nº 03.
Esquema 4
48
MINERÍA 410
Esquema 5
www.mineriaonline.com.pe
Sección técnico-científica
ESFUERZOS EN LA MITAD DEL ARCO SECCIÓN 4.50 X 8.00
ESFUERZOS EN LA MITAD DEL ARCO SECCIÓN 4.50 X 12.00 60.000
80.000
50.000
60.000
40.000 40.000 S
30.000 S
O Z 20.000 R E U 10.000 F S E
0.000 91
81
71
61
51
41
31
21
11
20.000 0.000 91
81
71
61
51
41
31
21
11
1 -10.000
α
N
1 1 intervalo 7 y 12 , cuyo término característico ([ γ ] término de Bresse) tiene en cuenta el acortamiento del arco bajo esfuerzo normal. Las hipótesis de partida son: apoyos articulados, carga simétrica uniforme distribuida en fibra neutra y sección constante [ I, Ω ] representan la inercia y el área de la sección neutra. Los resultados cuantificados se muestran en la Tabla Nº 02. Los esquemas de idealización de esfuerzos y cargas simétricas se pueden visualizar en el Esquema 4. Ecuación N° 09
Los módulos γ, Ω representan, respectivamente, la inercia y el área de la sección recta, la misma que asumimos que son constantes: 1
γ =
1+
I 2
4α
x
2
2α − 3 sin 2α + 4α cos α
R Ω
Del diagrama de equilibrio, relacionada con las cargas, se determina que existe simetría respecto de la clave o corona de la labor; por lo tanto, la sumatoria de fuerzas en el eje Y será: Ecuación N° 10 R A
=
R B
=
M
T
Ecuación N° 13 M = PR2 ( α sinα - ϕ sinϕ + cosα - cosϕ) Q A R(cosϕ - cosα)
( Ver Esquema 5) Ecuación N° 14
Representa el esfuerzo cortante en determinada sección analizada: V = -PR ϕ cos ϕ + Q A sin ϕ
Los resultados se muestran en los gráficos de la parte superior y la tabulación de datos finales se adjunta en la Tabla N° 03. 4. Dimensionamiento geomecánico
Para el análisis, se utilizó el método de los elementos finitos (MEF) mediante el Software Phase 6, el mismo que nos evidencia las bondades de minado a sección plena y bajo el sostenimiento con shotcrete SRF y pernos Hydrabolt. Dicho comportamiento se ilustra en el gráfico de abajo. 5. Dimensionamiento del espesor del shotcrete
Siendo la parte más sensible del presente estudio, se hicieron diversas simulaciones relacionadas con el dimensionamiento.
-20.000 -40.000
-20.000
ÁNGULO
1
O Z R E U F S E
ÁNGULO α
N
M
T
5.1 Metodología Vanderwalle
Esta metodología nos permite calcular el espesor (D) del shotcrete en función del momento flexionante, para lo cual se tienen que realizar pruebas de absorción de energía mediante paneles circulares ASTM C 1550 y ensayos de vigas prismáticas ASTM C 1399. Mu
=
f u S
D 2 6
(b )
Donde: Fu: Momento de ruptura del shotcrete con fibra lanzado f u =
R u 100
3 2 f o = 0.4 f´ c
f o
Fo: Momento de ruptura del shotcrete sin fibra lanzado f o = 0.40
3
f´ c2
5.2 Metodología de líneas de cedencia
Aplicando la teoría de las líneas de cedencia plástica (Plastic Yielding Lines), si Pt es la presión sobre el techo de la excavación y Sl y Sr corresponden a la separación longitudinal y radial del bulón, respectivamente, Vanderwalle considera que para di-
PRα
Ecuación N° 11
Q A
=
Q B = PRα =
PR 2
x
(9
−
2
)
2
4α sin 2α − 10α cos α − 8α 2
2α − 3 sin 2α + 4α cos α
γ
Los esfuerzos axiales en la estructura corresponden a la expresión: Ecuación N° 12 N = PR ϕ sin ϕ + Q A cos ϕ
El momento de flexión y cortante, en determinada sección del arco, corresponde a la expresión: MINERÍA la mejor puerta de acceso al sector minero
MINERÍA 410
49
Sección técnico-científica
M g = 0.521Tc2
CAPACIDAD DE RESISTENCIA SHOTCRETE
MOMENTO DE DISEÑO SHOTCRETE CON FIBRA DE ACERO
FS=1.75
20.00
65 60 55 50 ) 45 m 40 / 2 35 30 m 25 N 20 ( u 15 10 M 5 0
15.00
) m / 210.00 m N ( 5.00 u M
0.00
2.54
5.08
7.62
10.16
f’c = 378 Kg/cm2 Mu =
2.54
ESPESOR (cm) F’C= 150 Kg/cm 2
1.8698e 0.9825 Tc
F’C= 250 Kg/cm 2
chos valores la suma del momento flector positivo (m´) y negativo (m) se determina con la expresión:
10.16
M
Adicionalmente, si el módulo de rotura del shotcrete con la fibra incorporada es:
Ecuación N° 16
Ecuación N° 18
R5,10 + R10,30 d 2 * * m = 0.90 f s
(m´+m) = 0.16xPtxS1xSr
R5, 10 + R10, 30
7.62
den a las expresiones siguientes, conforme al ASTM C1018:
Ecuación N° 15
Al incorporar la fibra de acero en el shotcrete, se tiene que los momentos se igualan, por lo que evaluando la Ecuación Nº 15 se tiene la siguiente expresión:
5.08
ESPESOR SHOT (cm)
200
6
El esfuerzo a la flexión correspondiente a la primera grieta es F e y D el espesor del concreto proyectado. Reemplazando en (15) se tiene:
f u
=
6*m
d 2
Resulta, al considerar (18) y (17 ):
d
=
S
0.48 P t
f u
f u
=
Ru 100
f o
Ecuación N° 17
De otro lado, se sabe que los factores de tenacidad y residual de la fibra respon-
2m = 0.16 P t * S 2
Metrado
Descripción
Cantidad 2.60 12 0.50 60 40 29 3.78 0.97 4.05 4.347 107.14 40.60
Peso Unitario del Macizo Ancho de Tajeo Fibra 30 / 50 (Diámetro) Relación de Aspecto (L/D) Dosificación Resistencia del Shotcrete Fo Módulo de ruptura del shotcrete Lanzado SF Fu: Módulo de ruptura del shotcrete lanzado con fibra Resistencia a la flexión Fe Módulo de Ruptura /Fibra de Acero (F u) Resistencia a la Tenacidad Fs. correspondiente a la primera grieta
Unidad KN/m3 metros Milímetros Kg/m3 N/mm2 N/mm2 N/mm2 MPa MPa MPa
Tabla Nro 04.
CONDICIÓN A: (Para determinar el Momento Máximo y Espesor de Shotcrete) d M m 0.90 S m σ ´ y =
Teniendo en cuenta que la mayoría de los dominios geotécnicos de CMH están en el rango de 30-45, en el presente trabajo se considera como al macizo rocoso de pobre, por tanto: n = 1.68 Ru y Re se determinan mediante gráficos de identidad en función de la dosificación de la fibra. Para el presente caso, se tomará el informe de trabajo presentado por el área de geomecánica de CMHSA. d 60.12 + 111.07 = 0.90 * 40.6 * 200 6
2
m
m = 5.79 d
2
El análisis de la tabla adjunta nos ilustra que, para las condiciones de máxima luz de minado en la actualidad (12 metros), le corresponden 25.62 Ton-metro de momento flector actuante, que es la condición estructural a la que estará sometida el shotcrete.
2
Resistencia a la tracción de la malla electrosoldada fý Área de la malla electrosoldada (S m)
414.00
Nm/mm 2
125.70
Mm 2
D(cm) Espesor del shotcrete
Mu (Nm2 /m)
Mientras que el Momento Último resistente del mismo metro de placa de concreto fibroreforzado responde a la expresión, siendo Feq la resistencia equivalente a tracción por flexión del concreto fibroreforzado en N/mm2 (Mpa).
2.54
3.74
5.08
14.94
CONDICIÓN B: (Para determinar Momento Máximo Resistente y Espesor de shotcrete)
7.62
33.62
10.16
59.77
2
M f
=
f eq *1000 *
d
6
;
f eq
=
0.0027 S mσ ´Y
d
;
MINERÍA la mejor puerta de acceso al sector minero
0.90 S mσ ´ y
=
0.43
f ´c
2
* 1000 *
d 3
Tabla N° 05
MINERÍA 410
51
Sección técnico-científica
DISMINUCIÓN DEL ESPESOR CUANDO SE UTILIZA SHOTCRETE FIBRO REFORZADO METÁLICO
ESPESOR DE SHOTCRETE CON MALLA ELECTROSOLDADA 12.00 10.00 8.00 ) 6.00 m c ( c4.00 T 2.00 0.00
60 40
m / 2 20 m N 0
25.40
50.80
76.20
101.60
127.00
152.40
177.80
5.95
11.9
17.84
ESPESOR (mm)
35.69
41.64
F’C=375
F’C=400
03 Hrs
24 Hrs
672 hrs.
468 2,582
525.00 2,201.00
632.00 1,703.00
VPPCR (mm-seg) 3
234
262.50
316.00
F´c (Mpa)
9.43
16.36
39.61
4.00
E (Gpa)
4.60
60,671.00
94,405.00
2.00
Ed (GPa)
5.20
6.90
10.70
Mu de..
Edad Shotcrete
ESPESOR DE SHOTCRETE FIBRO REFORZADO 2
E = 0.25 f’c - 2.13 f’c + 12.55
12.00
LPV (mm_seg) VS (m-seg)
10.00 8.00
. m C6.00 = E
0.00
300
350 2 F´C =Kg/cm
375
400
LUZ=4.5 mts.
LUZ=5.00 mts.
LUZ=6.00 mts.
LUZ=7.00 mts.
LUZ=9.00 mts.
LUZ=10.0 mts.
LUZ=11.0 mts.
LUZ=12.0 mts.
5.3 Modelamiento de shotcrete fibro reforzado SFRS vs malla electrosoldada
En el entendido de que está arraigada la aplicación de malla electrosoldada con shotcrete en nuestro sistema de minado CMHSA, nos permitimos recurrir a una metodología de cálculos y diseños estructural de los soportes en concreto proyectado fibroreforzado, partiendo de la búsqueda de la equivalencia estructural de la capacidad resistente a la flexo-compresión entre una placa de concreto reforzado con una malla metálica colocada a la mitad de su espesor y, a su vez, la misma placa de concreto fibroreforzado. La resistencia flexional (momento máximo resistente) de 1 metro de placa de concreto de espesor (d) armada con malla metálica de Sección Sm (mm2) y resistencia f´y (N/ mm2), colocada en la mitad del espesor (d/2 en mm) se obtiene (Nmm) con la expresión. (Ver condiciones A y B en la página 53). A la luz de los resultados, podemos determinar que el shotcrete SFR nos muestra bondades significativas en relación al shotcrete con malla e inclusive logra resistencias a la compresión superiores a los 375 Kg/cm2, por lo que podremos disminuir el espesor con el significativo resultado económico que ello conlleva. 6. Dimensionamiento de la voladura para minimizar el daño al shotcrete
La secuencia de minado considera para la fase de voladura el uso de explosivos, por lo que se hace necesario calcular este en función de la generación de vibraciones y 52
23.79 29.74 Mu (Nm2 /m)
MINERÍA 410
del daño inducido al elemento de sostenimiento por ser la condición más crítica. Al respecto, Kwan A. Zheng en Effects shock vibration on shotcrete, ACI-Material Journal 101-M32, sostiene: “El daño se produce cuando la tracción dinámica alcanza a la resistencia a la tracción dinámica”, lvp =
de Amortiguamiento.La velocidad de partícula tiene una amplitud que es exponencialmente decreciente con la distancia al frente y cuya ley de amortiguamiento depende de las propiedades elásticas del medio y de su densidad. Al respecto, adoptaremos el criterio de amortiguamiento de Nichols: Criterio
LUZ=8.00 mts.
Q 1kg TNT vppc = K R 1m
f td *ε E d ;
lo que permite apreciar que la velocidad de partícula que inicia el daño es directamente proporcional al cociente entre la resistencia a la tracción dinámica y el módulo de Young dinámico. El shotcrete está en pleno proceso de endurecimiento y f td E d varía
el cociente con el tiempo de manera lineal, por lo que se debe de analizar en cada instante en el que se produzca una acción dinámica sobre la estructura de sostenimiento para evitar que vpp > lpv. Dicho efecto de la edad del shotcrete viene gobernada por la ecuación de Zhang vppc = 292σ cu0.21, que evaluada bajo las condiciones siguientes nos permite: vppc = 292σ cu
0.21
* V σ = 0.10 * cu s E d
donde Vs (velocidad sónica del shotcrete). V S
=
2,920 * E d * σ cu
0.79
−
El módulo de Young del shotcrete se puede calcular mediante E = 15.000 f´c La resistencia a la compresión del shotcrete por edad2 f´c = 7.0424 T 0.2653
α
mm seg
Los efectos del daño inducido al shotcrete fibroreforzado se pueden visulizar en el esquema siguiente, donde se determina que los resultados de la voladura determinan presencia de fisuras dentro de un área de hasta 60 centímetros del frente de disparo. 7. Conclusiones
A la luz de los resultados obtenidos, se demuestra que el minado llevado a la totalidad de la veta resulta mucho más estable, obteniéndose con ello: 7.1 A la fecha, nuestros anchos de minados alcanzaron dimensiones de hasta 12 m, lo que significa, en términos de seguridad, ergonomía y mecanización, propuestas de gran aceptación de la población laboral, al practicar una minería más limpia y contribuyendo a que el trabajador maneje conceptos de optimización y satisfacción laboral.
2
3
Ajuste numérico resultado de las pruebas de la borator io realiz adas en CMH SA. Se considera factor de seguridad (FS=2).
www.mineriaonline.com.pe
Sección técnico-científica
CARGA ADMISIBLE (Q) EN FUNCIÓN A LA VELOCIDAD PICO DE PARTÍCULA ADMISIBLE DEL SHOTCRETE 2.5
S M / G 2 K ( E T N A R1.5 E P O A G R 1 A C
0.5
0 10
25
50
75
100
150
200
250
RANGO DE DAÑO (R en metros) D=0.50
7.2 Incremento de la productividad en las labores de monitoreo de 8.75 TM/Tarea al de 13.77 TM/Tarea. 7.3 Que el nivel de consumo de madera con fines de sostenimiento esté en el orden de 223,082 pies cuadrados/año, lo que significa una disminución del 55% en relación con el consumo histórico a nivel de CMHSA y revela con ello la madurez y real compromiso empresarial de CMHSA hacia el cuidado del medio ambiente, habiéndonos propuesto para el presente ejercicio eliminar el consumo ANEXO N° 01:
de madera en su totalidad en nuestras operaciones. 7.4 El comportamiento estructural del shotcrete se simuló tanto por metodologías como: Wandervalle, Rabcewicz, métodos de los elementos finitos (Phases, SAP2000), los mismos que validan su aplicación en nuestras operaciones de minado. 7.5 Se debe de estandarizar el sostenimiento de las labores de explotación con shotcrete SFR (con espesor que varían de 02 a 03 pulg según el ancho de minado con resistencias mínimas de 375 kg/cm2), limitándose, en tanto no sea necesario, el uso del shotcrete + malla electrosoldada, para lo cual se deberá de cumplir estrictamente los resultados obtenidos en los cuadros referidos a los espesores y resistencias por alcanzar, según sea la potencia de la estructura mineral. 7.6 La producción de los tajeos mecanizados que responden a un promedio de 160 TM/Disparo, nos permitirá gestionar y controlar mejor los niveles de riesgo emergentes de nuestras propias operaciones, en relación con la operación an-
D=1.00
D=1.50
D=2.00
D=2.50
terior de los tajeos que nos reportaban 25 TM/Disparo. 7.7 Al tener secciones más amplias de minado es imperativo la adquisición de equipos de última generación para las operaciones de sostenimiento (robot, empernadores, scaler, jumbos, scoops, etc), política que está siendo ampliamente acogida por la administración actual de CMHSA. 8. Bibliografía
1. ACI (1985). Guide to shotcrete. American Concrete Institute, ACI-506R (1990). 2. Aguado A., Agulló,L Y Rodriguez, J. (1992) Pliego de prescripciones técnicas de obras con hormigón proyectado por vía húmeda y estudios complementarios , Universidad de
Cataluña. Gestión d´ Infraestructures S.A.C. – Diciembre 1998. Barcelona.
3. Fernández Cánovas, M. (1990) Hormigón Servicio de Publicaciones proyectado . Agrupac ión Nacional de Constructores de Obras, Madrid. 4. Hoek, E. y Brown, E.T. (1980). Underground Excavations in Rock. Ed McGraw-Hill Book Co. 5. Hanry Guillén V ilca, (2008) Diseño Túnel Hidráulico Cuchoquesera - Tesis de Grado Ingeniería Civil – UNSCH-PERÚ.
Minado actual totalmente mecanizado
ANEXO N° 02 MALLA DE PERFOR ACIÓN TJ-573 S
SECUENCIA DE MINADO A SECCIÓN PLENA (TJ-573S hasta 12,00 metros de ancho de minado)
5m
8m
MINERÍA la mejor puerta de acceso al sector minero
MINERÍA 410
53
