Tronadura y Geomecanica en El Negocio Minero

5o SEMINARIO

TRONADURA & GEOMECÁNICA HACIA LA OPTIMIZACIÓN OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO Antonio Karzulovic L. Hotel Antofagasta, 19 y 20 de Julio de 2001 ANTO AN TOFA FAGA GAST STA A - CH CHIL ILE E

TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO NEGOCIO MINERO MINERO

1

INTRODUCCIÓN


2

INTRODUCCIÓN


2


3

US$/oz

t TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO NEGOCIO MINERO MINERO

4

DIAGRAMA ESQUEMATICO DEL PROCESO DE FRAGMENTACIÓN, CHANCADO Y MOLIDO EN EL NEGOCIO MINERO Hustrulid (1999)

TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

5

REQUERIMIENTOS DEL PROCESO DE FRAGMENTACIÓN Hustrulid (1999)


6

PARAMETROS DE ENTRADA Y SALIDA DEL PROCESO DE DISEÑO DE UNA TRONADURA Atlas Powder Co. (1987)


7

SECUENCIA LOGICA DEL DISEÑO DE UNA TRONADURA Atlas Powder Co. (1987)


8

EL PROCESO CONTINUO PARA OPTIMIZAR LAS TRONADURAS: DISEÑO APLICACIÓN CALIFICACIÓN DE RESULTADOS REDISEÑO MEJORADO

Humphreys (1995)


9

EFECTO DEL GRADO DE FRAGMENTACION EN LOS DISTINTOS COSTOS UNITARIOS DE UNA OPERACIÓN MINERA

MacKenzie (1967)


10

Y QUE HAY DEL COSTO ASOCIADO A UN DAÑO EXCESIVO DEL MACIZO ROCOSO ?


11

LO BUENO.... TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

12

LO MALO.... TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

13

Y LO FEO. TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

14

CONCEPTOS GEOMECÁNICOS FUNDAMENTALES


15

MODELOS CONCEPTUALES BÁSICOS


16

R(θ)

θ

R (θ )

=

Ro

∀

θ

MATERIAL ISOTROPO TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

17

R 1

θ

R(θ)

R 2 R2

≤

R (θ )

≤

R1

∀

θ

MATERIAL ANISOTROPO TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

18

R(θ)

θ R 2

R 1

R2

≤

R (θ )

≤

R1

∀

θ

MATERIAL DIRECCIONAL TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

19

MATERIAL HOMOGENEO TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

20

MATERIAL HETEROGENEO TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

21

MATERIAL CONTINUO TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

22

MATERIAL DISCONTINUO TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

23

6”

1.5 m

MATERIAL REAL TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

24

a g r a C

a g r a C

a g r a C

ELASTO-PLASTICO

ELASTICO

Deformación

Deformación a g r a C

RIGIDO-PLASTICO Deformación

a g r a C

Deformación

Deformación

COMPORTAMIENTO CARGA-DEFORMACION-RESISTENCIA TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

25

CONTINUO HOMOGENEO ISOTROPO LINEALMENTE ELASTICO GRANITO MASIVO UNDERGROUND RESEARCH LABORATORY PINAWA, MANITOBA CANADA ISRM News J ournal (1992,93) Ejemplo Práctico 01.1


26

CONTINUO HOMOGENEO ISOTROPO LINEALMENTE ELASTICO GRANITO MASIVO UNDERGROUND RESEARCH LABORATORY PINAWA, MANITOBA CANADA ISRM News J ournal (1992,93) Ejemplo Práctico 01.2


27

DIscontinuo ANISOTROPO NO ELASTICO

CALIZAS PLEGADAS MINA A RAJO AB IERTO LATINOAMERICA (1999) Ejemplo Práctico 01.3


28

CONCEPTOS DE MACIZO ROCOSO Y EFECTOS DE ESCALA


29

1.5

m m 0 5 O 1.4 R T E O M G A I 1.3 T I S D E E T D L O 1.2 E I D G L T S A I E X T 1.1 A I N N U U E A I D C L 1.0 A N I E X T A I S I N S U 0.9 E R A I C N E 0.8 T S I S E R 0.7

Mármol Caliza Granito Basalto Lava Basaltica-Andesítica

 UCSd   UCS50

0 .2  50    =     d  

Gabro Norita

σ

Diorita cuarcífera

0

50

100 200 150 250 DIAMETRO DEL TESTIGO (mm)


300

30

(a)

(b)

EJEMPLO DE RUPTURA CON CONTROL ESTRUCTURAL QUE IMPIDE CONSIDERAR EL RESULTADO OBTENIDO COMO VALIDO O REPRESENTATIVO DE LA RESISTENCIA DE LA ROCA “ INTACTA” .


31

MACIZO ROCOSO ROCA CON VARIAS ESTRUCTURAS ROCA CON UNA UNICA ESTRUCTURA ROCA “INTACTA”


32

A C I S I F

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

D A D E I P O R P

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

VOLUMEN ENSAYADO TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

33

VOLUMEN DE TESTIGOS CILINDRICOS DE ROCA ENSAYADOS EN LABORATORIO Diámetro 38 mm 50 mm 75 mm 100 mm 150 mm

Altura 76 mm 100 mm 150 mm 200 mm 300 mm


Volumen 8.6×10-5 m 3 2.0×10-4 m 3 6.6×10-4 m 3 1.6×10-3 m 3 5.3×10-3 m 3

34

VOLUMEN DE ROCA ASOCIADO A ENSAYOS IN SITU Tipo de Ensayo In Situ

Volumen

Presiometro/Dilatómetro Corte Directo Carga con Gatas (Jacking) Placa de Carga Carga con Cable (C. Jacking) Presión en Túneles

1×100 m 3 1×101 m 3 3×101 m 3 1×102 m 3 3×102 m 3 5×102 m 3


35

VOLUMEN DE ROCA ASOCIADO A PROBLEMAS DE MINERIA SUBTERRANEA Problema

Volumen

Intersección Calle-Zanja Pilar del Nivel de Producción Punto de Extracción Calle del Nivel de Producción Zona de Inicio de la Extracción Frente de Hundimiento (300 m) Sector Productivo Mina El Teniente

1×1003 m 3 2×1003 m 3 3×1003 m 3 1×1004 m 3 3×1006 m 3 5×1006 m 3 3×1008 m 3 3×1010 m 3

Ejemplo Práctico 02.1 TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

36

VOLUMEN DE ROCA ASOCIADO A PROBLEMAS DE MINERIA A RAJO ABIERTO Problema

Volumen

Estabilidad Banco-Berma Estabilidad Taludes Interrampa Estabilidad Talud Global Mina Chuquicamata (2001) (2021)

5×1003 a 5×1004 m 3 5×1005 a 5×1006 m 3 5×1007 a 5×1008 m 3 1×1010 m 3 3×1010 m 3

Ejemplo Práctico 02.2


37

PROBETA DE ROCA INTACTA

MACIZO ROCOSO A ESCAL A “ 0” ( 10-1 m 3 < Vol < 100 m 3 )

AUMENTA EL EFECTO DE ESCALA

MACIZO ROCOSO A ESCAL A “ 2” ( 101 m 3 < Vol < 102 m 3 )


MACIZO ROCOSO A ESCAL A “ 1” ( 100 m 3 < Vol < 101 m 3 )

38

QUE VOLUMEN DE ROCA ESTA ASOCIADO AL PROBLEMA QUE ESTUDIAMOS? QUE MODELO DE MACIZO ROCOSO CONSIDERAMOS VALIDO? QUE PROPIEDAD DEL MACIZO ROCOSO NOS INTERESA? ES PRECISO PROVOCAR LA RUPTURA DEL VOLUMEN DE ROCA ENSAYADO? QUE VOLUMEN DE ROCA DEBERIAMOS ENSAYAR ? QUE VOLUMEN DE ROCA PODEMOS ENSAYAR? COMO PODEMOS “ ESCALAR” LOS RESULTADOS PARA OBTENER VALORES APROPIADOS PARA EL VOLUMEN QUE NOS INTERESA ? TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

39

AL DEFINIR UN VOLUMEN DE MACIZO ROCOSO, EN FORMA IMPLICITA TAMBIEN ESTAMOS DEFINIENDO EL TAMAÑO DE LOS “TROZOS DE ROCA” Y DE LAS ESTRUCTURAS QUE CONFORMAN ESTE VOLUMEN.


40

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

ZONA DE CIZALLE, EN METASEDIMENTOS, MINA A RAJO ABIERTO, CHILE

FALLA REGIONAL, MINA A RAJO ABIERTO, CHILE

P > 104 m

102 m < P < 103 m VETILLAS SELLADAS EN ANDESITA PRIMARIA, MINA SUBTERRÁNEA, CHILE

103 < P < 104 m

ESTRUCTURA MAYOR QUE DELIMITA EL DAÑO EN CALLE UCL, MINA SUBTERRÁNEA, CHILE

ESTRUCTURAS MAYORES, CRATER DE SUBSIDENCIA, MINA SUBTERRANEA, CHILE

10-1 m < P < 100 m

101 m < P < 102 m

102 m < P < 103 m

FALLA GEOLOGICA, MINA SUBTERANEA, CHILE

ESTRUCTURA MAYOR QUE DEFINE UN PLANO DE DESLIZAMIENTO, MINA A RAJO ABIERTO, II REGION, CHILE

103 m < P < 104 m

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

101 m < P < 102 m

100 m < P < 101 m

FALLAS GEOLOGICAS FALLAS REGIONALES

104

ESTRUCTURAS ESTRUCTURAS MAYORES

DISCONTINUIDADES MENORES

103 102 101 100 PERSISTENCIA DE LA ESTRUCTURA GEOLOGICA, P ( m )


10-1 41

DISCONTINUIDADES DE DISTINTA ESCALA L (m)

s (m)

t (m)

φ (grados)

1er

> 104

> 103

> 102

15° a 25°

2o

103 a 104

102 a 103

101 a 102

20° a 25°

3er

102 a 103

101 a 102

100 a 101

25° a 35°

4o

101 a 102

100 a 101

-------

30° a 40°

5o

100 a 101

10-1 a 100

-------

35° a 45°

6o

10-1 a 100

10-2 a 10-1

-------

40° a 55°

7o

< 10-1

< 10-2

-------

-------

Orden

Pusch (1995) TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

42

TIPOS DE ROCA Y SUS PROPIEDADES


43

CLASIFICACION GEOLOGICA: INTRUSIVAS (Granito / Diorita / Monzoni ta / Gabro / Diabasa) Rx IGNEAS EXTRUSIVAS (Riolita / Dacita / Andesita / Latita / Basalto)

CLASTICAS (Brecha / Conglo merado / Arenisca / Lutitas) Rx SEDIMENTARIAS NO CLASTICAS (Caliza / Dolomita / Yeso / Carbón / Coquina)

NO FOLIADAS (Cornalina / Cuarcita / Mármol / Antracita) Rx METAMORFICAS

ALGO FOLIADAS (Gneiss / Migmatita / Anfibolita / Milonita) FOLIADAS (Pizarra / Filita / Esquistos)


44

CLASIFICACION GEOTECNICA: Carbonatos y Sales Solubles Micas y Minerales Planos Minerales Bandeados Minerales Duros Tamaño Uniforme en una Matriz Fina Rocas Muy Cizalladas

Halita / Yeso / Calizas Esquistos Gneiss Granito / Diorita / Gabro / Sienita Basalto / Rioliota Milonita / Serpentinita

Rx Textura Clástica

Cementante Estable Cementante algo Soluble Cementante Soluble Cementante Débil o Cementación Incompleta No Cementadas

Areniscas Siliceas / Limonitas Conglomerados & Areniscas Calcíticas Conglomerados & Areniscas Yesíferas Areniscas Débiles / Tobas Areniscas Arcillosas

Rx de Grano Muy Fino

Duras e Isotrópicas Duras e Isotropicas (Micro) Anisotrópicas (Macro) Duras Anisotrópicas Blandas o Tipo Suelo

Rocas Orgánicas

Carbón / Esquistos Bitumin osos / Coquinas / Turbas

Rx Textura Cristalina


Basaltos Lutitas Cementadas Esquistos / Filitas Esquistos / Lutitas / Creta

45

PROPIEDADES DE LA ROCA INTACTA: Porosidad, n (%)

γ (ton/m3) o (kN/m3)

Propiedades

Peso Unitario,

Indice

Relaciones de Fase Degradabilidad Tracción, TS o Resistencia

σci

σci (MPa) c (MPa) y φ (grados)

Compresión Uniaxial, UCS o Compresión Triaxial,

Propiedades

(MPa)

Deformabilidad

Velocidad Prop. Ondas, VP y VS (m/s) Módulos Elásticos, E (GPa) y ν

de Ingeniería

Conductividad Hidráulica Otras Propiedades


46

RELACIONES DE FASE Hunt (1984)


47

Pesos Unitarios Típicos de Algunas Rocas Roca

γ (ton/m3)

Roca

γ (ton/m3)

Andesitas Areniscas Brechas Igneas Carbón Cuarcitas Diabasas Dolomitas Gabros Granitos Gravas Cementadas Ignimbrita Cinerítica Lutitas Mica-Esquistos Pizarras Riolitas Tobas

2.5 a 2.8 2.0 a 2.8 2.7 a 2.9 0.7 a 2.0 2.5 a 2.9 2.6 a 3.0 2.7 a 2.9 2.8 a 3.1 2.5 a 2.9 1.9 a 2.1 1.4 a 1.8 2.0 a 2.8 2.5 a 2.9 2.5 a 2.8 2.2 a 2.7 1.5 a 2.0

Anfibolitas Basaltos Calizas Creta Dacitas Dioritas Esquistos 2.0 a 2.7 Gneiss Granodioritas Hematitas Ignimbrita Cristalina 2.0 a 2.3 Mármol Mineral de Hierro Pórfidos Sal Yeso

2.7 a 3.1 2.8 a 3.0 1.8 a 2.9 1.9 a 2.3 2.5 a 2.8 2.7 a 3.0


2.6 a 2.9 2.6 a 2.9 4.5 a 5.3 2.1 a 2.9 4.0 a 5.5 2.4 a 2.8 2.0 a 2.0 2.2 a 2.4

48

ENSAYOS TIPICOS PARA DETERMINAR LA RESISTENCIA DE LA ROCA INTACTA

Tracción Indirecta

Compresión Uniaxial

Compresión Triaxial

- Resistencia en tracción

- Resistencia uniaxial - Módulos elásticos

- Resistencia al corte


49

Goodman (1989)


50

100 h t g n e r t s e v i s s e r p m o c l a i x a i n u e g a t n e c r e P

Porphyry Andesite Quartz-monzonite porhpyry Andesite

80

60

40

20

0 Light

Moderate

Intense

Very Intense

Quartz -sericite alteration


51

Table 1: FIELD ESTIMATES OF UNIAXIAL COMPRESSIVE STRENGTH Grade

!

Term

σ ci

Point Load Index

(MPa)

(MPa)

R6

Extremely Strong

> 250

> 10

R5

Very Strong

100 - 250

4 - 10

R4

Strong

50 - 100

R3

Medium Strong

R2

Field Estimate of Strength

Examples

Specimen can only b e chipped with a geological hammer.

Fresh basalt, chert, diabase, gneiss, granite, quartzite

Specimen requires many blows of a geological hammer to fracture it

Amphibolite, sandstone, basalt, gabbro , gneiss, granodiorite, peridotite , rhyolite, tuff

2 - 4

Specimen requires more than one blow of a geological hammer to fracture it

Limestone, marble, sandstone, schist

25 - 50

1 - 2

Cannot be scraped or peeled with a pocket knife, specimen can be fractured with a sing le blow from a geological hammer

Concete, phyllite, schist, siltsto ne

Weak

5 - 25

!!

Can be peeled with a pocket knife with difficulty, shallow indentation made by firm blow with point of a g eological hammer

Chalk, claystone, potash, marl, siltstone, shale, rocksalt

R1

Very Weak

1 - 5

!!

Crumbles under firm blows with point of a geological hammer, can be peeled b y a pock et knife

Highly weathered or altered rock, shale

R0

Extremely Weak

0.25 - 1

!!

Indented b y thumbnail

Stiff fault gouge

!

Grade according to Brown (1981)

!!

Point load tests on rocks with a uniaxial compressive strength below 25 MPa are likely to yield highl y ambiguous results.


52

USO DEL ENSAYO DE CARGA PUNTUAL PARA ESTIMAR LA RESISTENCIA EN COMPRESIÓN UNIAXIAL DE LA ROCA. Bieniawski (1984)


53

RESISTENCIA EN COMPRESION TRIAXIAL Hoek & Brown (1980)

Method to estimate the strength of rock masses

Hoek (1983)

Modified the method

Hoek & Brown (1988)

Updated the method

Hoek et al. (1992)

Modified the method to be applied to very poor quality rock

Hoek et al. (1995-1998)

Developed the GSI index

This paper presents the Hoek-Brown criterion in a form that has been found practical for surface mines, where rock mass properties are particularly sensitive to stress relief and blast damage. TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

54

GENERALIZED HOEK-BROWN CRITERION '

σ 1 σ 1' , σ 3' mb

'

= σ 3 + σ

ci

  m 

'

b

σ 3 σ ci

a

 + s   

(1)

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

a , s

are constants which depend upon the rock mass characteristics

σ ci

is the uniaxial compressive strength of the intact rock pieces


55

Eq. (1) can be used to generate a series of “triaxial test” values, simulating full-scale field tests, and a curve fitti ng process can be used to derive an equivalent Mohr envelope given by:

τ = A σ ci

 σ − σ   σ '

n

tm

ci

A , B

B

   

(2)

are material constants

σ n'

is the normal effective stress

σ tm

is the tensile strength of the rock mass


56

In order to use the Hoek-Brown criterion for estimating the strength of jointed rock masses, three “properties” of the rock mass have to be estimated:

σ ci

(1)

The uniaxial compressive strength pieces

(2)

The value of the Hoek-Brown constant m i rock pieces

(3)

The value of the Geological Strength Index rock mass


of the intact rock

for these intact

GSI for the

57

INTACT ROCK PROPERTIES For the intact rock pieces that make up the rock mass eq. (1) simplifies to: 0 .5 ' σ 3 ' ' (3) 1 σ 1 σ 3 σ ci m i

=

+

  

σ ci

 +   

The relationship between the principal stresses at failure for a given rock is defined by two co nstants, the uniaxial compressive strength σ ci and a constant m i . Wherever possible the values of these constants should be determined by statistical analysis of the results of a set of triaxial tests.


58

Table 2: VALUES OF THE CONSTANT m i FOR INTACT ROCK NOTE THAT VALUES IN PARENTHESIS ARE ESTIMATES

Rock Type Y R A T N E M I D E S C I H P R O M A T E M

Texture Class

Group Coarse Conglomerates (21 ± 3)

Clastic

Sandstones 17 ± 4

Breccias (19 ± 5)

Carbonates Non-Clastic

Medium

Crystalline Limestones (12 ± 3)

Sparitic Limestones (10 ± 2)

Evaporites

Gypsum 8 ± 2

Claystones 4 ± 2

Greywackes (18 ± 3) Micritic Limestones (9 ± 2)

Marble 9 ± 3

Hornfels (19 ± 4) Metasandstone (19 ± 3)

Slightly Foliated

Migmatite (29 ± 3)

Amphibolites 26 ± 6

Gneiss 28 ± 5

Schists 12 ± 3

Foliated *

Shales (6 ± 2) Marls (7 ± 2) Dolomites (9 ± 3)

Anhydrite 12 ± 2 Chalk 7 ± 2

Non Foliated

Plutonic

Granite 32 ± 3

Quartzites 20 ± 3

Phyllites (7 ± 3)

Slates 7 ± 4

Diorite 25 ± 5

Granodiorite (29 ± 3) Gabbro 27 ± 3

Dark

Dolerite (16 ± 5) Norite 20 ± 5

Hypabyssal

Porphyries (20 ± 5)

Diabase (15 ± 5) Rhyolite (25 ± 5)

Lava

Andesite 2 5 ± 5

Volcanic Pyroclastic

*

Siltstones 7 ± 2

Very Fine

Organic

Light

S U O E N G I

Fine

Agglomerate (19 ± 3)

Breccia (19 ± 5)

Dacite (25 ± 3) Basalt (25 ± 5)

Peridotite (25 ± 5) Obsidian (19 ± 3)

Tuff (13 ± 5)

For specimens tested normal to bedding or foliation. The value of m i will be significantly different if failure occurs along a weakness plane.


59

DETERMINACION DE LOS MODULOS ELASTICOS. Lambe & Whitman (1969)


60

RELACIONES ENTRE LOS MODULOS ELASTICOS. Hunt (1984)


61

MODULOS “ DINAMICOS” Hunt (1984)


62

Goodman (1989) TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO NEGOCIO MINERO MINERO

Lambe & Whitman (1969) 63


64

Dowdin g (1985 (1985))


65

Calculo de las Propiedades de la Roca Intacta: (1) Realiza Realizarr ensay ensayos os de de compre compresió siónm nm uniax uniaxial ial (5 a 10) para para determinar UCS y los módulos elásticos E y ν. (2) Realiza Realizarr ensayo ensayos s triax triaxiale iales s para para un míni mínimo mo de 5 pres presion iones es de confinamiento, y de modo que se alcance ewl 40% al 50% de UCS. Se recomienda repetir a lo menos una vez cada ensayo (o sea 2 ensayos x cada presión de confinamiento). (3) Utiliz Utilizar ar estos estos result resultado ados s para dete determi rminar nar los los paráme parámetro tros s del criterio de Hoek-Bown. Se recomienda emplear el software ROCDATA y usar el método método simplex. Deberá verificarse que que los resultados son razonables (e.g. m i < 36).

Ejemplo Práctico 03.1 TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO NEGOCIO MINERO MINERO

66


67

ESTRUCTURAS Y SUS PROPIEDADES


68

PARAMETROS GEOMETRICOS MANTEO DIRECCION DE MANTEO TRAZA O EXTENSIÓN ESPACIAMIENTO GAP


69

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

Ensayo de corte directo in situ sobre planos de estratificación, en un talud de reservorio en Grecia (tomada de Franklin & Dusseault 1989)). TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

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

Esquema del montaje típico de un ensayo de corte directo in situ (tomada de Franklin & Dusseault (1989)).

70

Montaje para la ejecución de ensayos de corte directo sobre estructuras con un área expuesta de unos 400 cm 2.


71

Estructura antes del ensayo.


Estructura después del ensayo.

72

RESISTENCIA

τ

K A E P A I C N E T S I S E R

τ

CONDICION PEAK

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

u A L I D U S R E I A C E N I S T S R E

φ

peak

k a e p

c

φ

res

cres


σn 73

METODO DE BARTON-BANDIS:

τMAX τMAX τ σ

MAX

= =

σ × tan( φ b + JRC×log(JCS/σ)) σ × tan( φ equiv )

RESISTENCIA AL CORTE ESFUERZO NORMAL EFECTIVO

φ b

ANGULO “BASICO” DE FRICCION (φ b ≈ φ r )

JRC

COEFICIENTE DE RUGOSIDAD

JCS

RESISTENCIA EN COMPRESION UNIAXIAL DE LA PARED DE LA ESTRUCTURA


74


75

METODO DE BARTON-BANDIS: φ equiv ≤ 0.01 ≤

70°

σ/JCS ≤

0.30

ESTRUCTURAS SIN RELLENO ESTRUCTURAS SIN DESPLAZAMIENTO PREVIO


76

EFECTO DE ESCALA EN LA RESISTENCIA AL CORTE DE LAS ESTRUCTURAS. TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

77

EL AUMENTO DE LA EXTENSION DE LA ESTRUCTURA PRODUCE TRES EFECTOS PRINCIPALES: REDUCE LA RUGOSIDAD, REDUCE LA DILATANCIA, E INCREMENTA EL DESPLAZAMIENTO NECESARIO PARA MOVILIZAR LA RESISTENCIA PEAK.


78

EFECTO DE ESCALA EN EL PARAMETRO JRC TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

79

EFECTO DE ESCALA EN EL PARAMETRO JCS TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

80

55

50 ) s o d a r g (

LA SALBANDA ARCILLOSA SE HACE MUY IMPORTANTE

45

40 N O I C C I35 R F E D 30 O L U G 25 N A 20

15 0.1

1

10 100 1000 EXTENS ION DE LA DISCONTINUIDA D, L (m)

10000

100000

Efecto de escala en el valor peak del ángulo de fricción de estructuras de distinta extensión, conforme con lo valores reseñados por Pusch (1997). TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

81

PROPIEDADES “TIPICAS” Joints

c = 75 a 150 kPa

Joints en Roca Argilizada

c = 25 a 100 kPa

φ = 30o a 35° φ = 22o a 30°

Fallas con Salbanda Arcillosa c = 0 a 50 kPa

φ = 18o a 25°

Zonas de Falla con Salbanda y Roca Brechizada

φ = 20o a 30°

c = 25 a 75 kPa


82

Interpretación Práctica de la Información Geológica: (1) Obtener la definición de dominios estructurales y el patrón característico de cada dominio: Sets, Orientación, Trazas, Espaciamientos, Rellenos, Competencia. (2) Obtener mapa de estructuras mayores. (3) Obtener características de infiltración de aguas subterráneas.


83

Ejemplo Práctico 04.2: RAJO SUR SUR de DIVISION ANDINA (cort esía Suptcia. Geolog ía Mina) TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

84

Modos de Falla con Control Estructural (Hoek & Bray (1981)) Ejemplo Práctico 04.3: RAJO SUR SUR de DIVISION ANDINA (cort esía Suptcia. Geolog ía Mina) TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

85

MACIZOS ROCOSOS Y SU CARACTERIZACIÓN


86

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

87

Modo de Cálculo del RQD (Deere (1989)) Ejemplo Práctico 05.1


88

Indice RMR Bieniawski (1989)


89

Indice RMR Laubscher (1996)


90

Rock Mechanics Notes (Hoek (2000))


91



92



93


94



95

GEOLOGICAL STRENGTH INDEX The strength of a jointed rock mass depends on the properties of the intact rock pieces and also upon the freedom of these pieces to slide and rotate under different stress conditions. This freedom is controlled by the geometrical shape of the intact rock pieces as well as the condition of the surfaces separating the pieces. Angular rock pieces with clean, rough discontinuity surfaces will result in a much stronger rock mass than one which contains rounded particles surrounded by weathered and altered material. The Geological Strength Index (GSI), introduced by Hoek (1994) and Hoek et al. (1995) provides a system for estimating the reduction in rock mass strength for different geological conditions. This system is presented in Table 3, for blocky rock masses, and Table 4 for schistose metamorphic rocks.


96

Table 3: Characterisation of a blocky rock masses on the basis of particle interlocking and discontinuity condition. After Hoek , Marino s and Benissi (1998).


97

Table 4: Characterisation of a schistose metamorphic rock masses on the basis of foliation and discontinuity condition. (After M. Truzman, 1999).


98

AL CALIFICAR LA COMPETENCIA DEL MACIZO ROCO SO ES PRECISO CONSIDE RAR UN RANGO DE VALO RES, YA QUE DIFICILMENTE ESTA CORRESPONDERA A UN SOLO VALOR.


99

CALIFICACION GEOMECANICA DE MACIZOS ROCOSOS: - Roca granítica relativamente competente - Presenta una resistencia en compresión uniaxial de 80 a 120 MPa. - El índice RQD se ubica en el rango de 50% a 75%. - Presenta de 4 a 8 fract./m, las que se observan planas o poco

ondulosas (escala centimétrica).

métrica),

y

de

poca

rugosidad

(escala

- Los sistemas estructurales definen bloques de roca con un tama ño

típico del orden de 0.5 m, mayoritariamente con forma cúbica. - El macizo rocoso se encuentre seco.

Ejemplo Práctico 06.1


100

GENERALIZED HOEK-BROWN CRITERION '

σ 1 σ 1' , σ 3' mb

'

= σ 3 + σ

ci

  m 

'

b

σ 3 σ ci

a

 + s   

(1)

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

a , s

are constants which depend upon the rock mass characteristics

σ ci

is the uniaxial compressive strength of the intact rock pieces


101

Eq. (1) can be used to generate a series of “triaxial test” values, simulating full-scale field tests, and a curve fitti ng process can be used to derive an equivalent Mohr envelope given by:

τ = A σ ci

 σ − σ   σ '

n

tm

ci

A , B

B

   

(2)

are material constants

σ n'

is the normal effective stress

σ tm

is the tensile strength of the rock mass


102

In order to use the Hoek-Brown criterion for estimating the strength of jointed rock masses, three “properties” of the rock mass have to be estimated:

σ ci

(1)

The uniaxial compressive strength pieces

(2)

The value of the Hoek-Brown constant m i rock pieces

(3)

The value of the Geological Strength Index rock mass


of the intact rock

for these intact

GSI for the

103

The Hoek-Brown failure criterion, which assumes isotropic rock and rock mass behaviour, should only be applied to those rock masses in which there are a sufficient number of closely spaced discontinuities, with similar surface characteristics, that isotropic behaviour involving failure on multip le discontinuities can be assumed. When the structure being analysed is large and the block size small in comparison, the rock mass can be treated as a Hoek-Brown material. Where the block size is of the same order as that of the structure being analysed or when one of the discontinuity sets is significantly weaker than the others, the Hoek-Brown criterion should not be used. In these cases, the stability of the structure should be analysed by considering failure mechanisms involving the sliding or rotation of blocks and wedges defined by intersecting structural features. Figure 2 summarises these statements in a graphical form.


104

Intact Rock Specimens USE EQ. 3

One Joint Set DO NOT USE HB CRITERION

Two Joint Sets DO NOT USE HB CRITERION

Many Joints USE EQ. 1 WITH CAUTION

Heavily Jointed Rock Mass USE EQ. 1

Figure 2:

Idealised diagram showing the transition from intact to a heavily joi nted rock m ass with inc reasing sample size.


105

Once the Geological Strength Index has been estimated, the parameters that describe the rock mass strength characteristics, are calculated as follows: mb

s

=

a

=

=

 GSI − 100    14 a 28 

mi exp

0 o

GSI − 100   exp   6 a 9 

0.5 o 0.65


−

GSI

200

106

For better quality rock masses (GSI > 25), the value of GSI can be estimated directly from the 1976 version of Bieniawski’s RMR, with the groundwater rating set to 10 (dry) and the adjustment for joint orientation set to 0 (very favourable). If the 1989 version of Bieniawski’s classification is used, then GSI = RMR89’ - 5 where RMR89’ has the groundwater rating set to 15 and the adjustment for joint orientation set to zero. For very poor quality rock masses the value of RMR is very difficult to estimate and the balance between the ratings no longer gives a reliable basis for estimating rock mass strength. Consequently, Bieniawski’s RMR classification should not be used for estimating the GSI values for poor quality rock masses (RMR < 25) and the GSI charts should be used directly.


107

DEFORMATION MODULUS Serafim and Pereira (1983) proposed a relationship between the in situ modulus of deformation and Bieniawski’s RMR. This relationship is based upon back analysis of dam foundation deformations and it h as been found to work well for better quality rocks. However, for many of the poor quality rocks it appears to predict deformation modulus values that are too high. Based upon practical observations and back analysis of excavation behaviour in poor quality rock masses, the following modification to Serafim and Pereira’s equation i s proposed for:

Em

=

σ ci 100


10

 GSI − 10     40 

(12)

108

σci = 100 MPa

180

160

140 a P G - 120 E s u l u 100 d o m n 80 o i t a m r 60 o f e D 40

σci = 50 MPa σci = 30MPa σci = 15 MPa σci = 10 MPa σci = 5 MPa σci = 1MPa

20

0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Geological Strength Index GSI

Figure 5:

Deformation modulus versus Geological Strength Index GSI.


109

Note that GSI has been substituted for RMR in this equation and that the modulus Em is reduced progressively as the value of falls below 100. This reduction is based upon the reasoning that the deformation of better quality rock masses is controlled by the discontinuities while, for poorer quality rock masses, the deformation of the intact rock pieces contributes to the overall deformation process. Based upon measured deformations, eq. 12 appears to work reasonably well in those cases where it has been applied. However, as more field evidence is gathered it may be necessary to modify this relationship.


110

MODULO DE DEFORMABILIDAD: E = β×ESEISMIC

(Deere et al. (1967)).

E = 2×RMR - 100

(RMR > 50, Bieniawski (1978)

E = 10((RMR – 10)/40)

(Serafim & Pereira (1983))

EMIN

= 10×log(Q)

EMEAN = 25×log(Q) (Barton (1983)) EMAX

= 40×log(Q)


111

1.0

β β

0.8

0.6

0.4

0.2

0.0 0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

VFIELD / VLAB , RQD TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

112

STRESS RELAXATION When the rock mass adjacent to a tunnel wall or a slope is excavated, a relaxation of the confining stresses occurs and the remaining material is allowed to expand in volume or to dilate. This has a profound influence on the strength of the rock mass since, in jointed rocks, this strength is strongly dependent upon the interlocking between the intact rock particles that make up the rock mass. As far as the authors are aware, there is very little research evidence relating the amount of dilation to the strength of a rock mass. One set of observations that gives an indication of the loss of strength associated with dilation is derived from the support required to stabilize tunnels. Sakurai (1983) suggested that tunnels in which the ‘strain’, defined as the ratio of tunnel closure to tunnel diameter, exceeds 1% are likely to suffer significant instability unless adequately supported. TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

113

This suggestion w as confirmed in observations by Chern et al. (1998) who recorded the behavior of a number of tunnels excavated in Taiwan. They found that all of those tunnels that exhibited strains of greater than 1 to 2% required significant support. Tunnels exhibiting strains as high as 10% were successfully stabilized but the amount of effort required to achieve this stability increased in proportion to the amount of strain. While it is not possible to derive a direct relationship between rock mass strength and dilation from these observations, it is possible to conclude that the strength loss is significant.


114

An unconfined surface that has deformed more than 1 or 2% (based upon Sakurai’s definition of strain) has probably reached residual strength in which all of the effective ‘cohesive’ strength of the rock mass has been lost. While there are no similar observations for rock slopes, it is reasonable to assume that a similar loss of strength occurs as a result of dilation. Hence, a 100 m high slope which has suffered a total crest displacement of more than 1 m (i.e. more than 1% strain) may start to exhibit significant signs of instability as a result of loss of strength of the rock mass.


115

BLAST DAMAGE Blast damage results in a loss of rock mass strength due to the creation of new fractures and the wedging open of existing fractures by the penetration of explosive gasses. In the case of very large open pit mine blasts, this damage can extend as much as 100 m behind the final row of blast holes. In contrast to the strength loss due to stress relaxation or dilation, discussed in the previous section, it is possible to arrive at an approximate quantification of the strength loss due to blast damage. This is because the blast is designed to achieve a specific purpose which is generally to produce a fractured rock mass that can be excavated by means of a given piece of equipment.


116

Figure 6 presents a plot of 23 case histories of excavation by digging, ripping and blasting published by Abdullatif and Cruden (1983). These case histories are summarised in Table 5. The values of GSI are estimated from the data contained in the paper by Abdullatif and Cruden while the rock mass strength values were calculated assuming an average slope height of 15 m. These examples shows that rock masses can be dug, obviously with increasing difficulty, up to GSI values of about 40 and rock mass strength values of about 1 MPa. Ripping can be used up to GSI values of about 60 and rock mass strength values of about 10 MPa, with two exceptions where heavy equipment was used to rip strong rock masses. Blasting was used for GSI values of more than 60 and rock mass strengths of more than about 15 MPa.


117

Table 5: Summary of methods u sed to excavate rock masses with a range of uniaxial com pressive strength values, based on data publis hed by Abdul latif and Cruden (1983). GSI 85 85 77 77 77 76 71 69 68 68 67 67 58 57 51 42 40 34 25 25 24 19 19

Rock Mass Strength, ( MPa )

σ

CM

86 117 64 135 84 54 35 15 17 30 42 33 2.4 9.5 0.8 1.2 0.5 0.5 0.3 0.2 0.2 0.1 0.1


Excavation Method Blasting Blasting Blasting Blasting Blasting Blasting Blasting Blasting Blasting Blasting Ripping b y D9L bulldozer Ripping b y D9L bulldozer Ripping by tr ack loader Ripping by 977L track loader Ripping by tr ack loader Digging by 977L track loader Digging b y wheel loader Digging by h ydraulic face shovel Digging by 977L track loader Digging b y wheel loader Digging by hydraulic backhoe Digging by D9 bulldozer Diggi ng by 977L track lo ader

118

100 Excavation method a P M i c

σ

h t g n e r t s s s a m k c o R

$

Dig

"

Rip

#

Blast

10

1

0.1 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Geological Strength Index GSI Figure 6:

Plot of rock mass strength versus GSI for different excavation methods, after Abdu ll atif and Cr ud en (1983).


119

Consider the case of an open pit slope excavated in granodiorite. The uniaxial compressive strength of the intact rock is σci = 60 MPa and the Geological Strength Index is GSI = 55. For granodiorite, Table 2 gives the value of m i = 30. Substitution of these values into the spreadsheet given in the appendix, for a single 18 m high bench, gives a rock mass strength σcm = 5.7 MPa. In order to create conditions for easy digging, the blast is designed to reduce the GSI value to below 40 and/or the rock mass strength to less than 1 MPa. In this case the controlling parameter is the rock mass strength and the spreadsheet given in the appendix shows that the GSI value has to be reduced to about 22 on order to achieve this rock mass strength. In another example of a 15 m high slope in weak sandstone , the compressive strength of the intact rock is σci = 10 MPa, m i = 17 and GSI = 60. These values give a rock mass strength σcm = 1.4 MPa and this is reduced to 0.7 by reducing the GSI to 40. Hence, in this case, both the conditions for efficient digging in this soft rock are satisfied by designing the blast to give a GSI value of 40.


120

Figure 7:

Diagrammatic representation of the transition between the in situ rock mass and blasted rock that is suitable for diggin g.

Figure 7 summarizes the conditions for a muckpile that can be dug efficiently and the blast damaged rock mass that lies between the digging limit and the in situ rock mass. The properties of this blast damaged rock mass will control the stability of the slope that remains after digging of the muckpile has been completed. TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

121

The thickness D of the blast damaged zone will depend upon the design of the blast. Based upon experience, the authors suggest that the following approximate relationships can be used as a starting point in judging the extent of the blast damaged zone resulting from open pit mine production blasting: • Large production blast, confined and with litle or no control

D = 2.0 to 2.5 H

• Production blast with control but blasting to a free face

D = 1.0 to 1.5 H

• Production blast, confined but with some control, e.g. one or more buffer rows

D = 1.0 to 1.2 H

• Production blast with some control, e.g. one or more buffer rows, and blasting to a free face

D = 0.5 to 1.0 H

• Carefully controlled poduction blast with a free face

D = 0.3 to 0.5 H


122

EN LA PRACTICA SE ESTA UTILIZANDO CADA VEZ MAS EL METODO DE HOEK & BROWN, CON LAS CONSIDERACIONES SIGUIENTES: SE DETERMINAN LOS PARAMETROS mi Y σci EN BASE A UNA CUIDADOSA INTERPRETACION DE LOS RESULTADOS DE ENSAYOS TRIAXIALES SOBRE TESTIGOS DE ROCA “INTACTA” (USUALMENTE UTILIZANDO ROCKDATA). SE DETERMINA EL RANGO DE VALORES PROBABLES PARA EL INDICE GSI (USUALMENTE 15 A 20 PUNTOS). SE DETERMINA EL RANGO DE PRESIONES DE CONFINAMIENTO Y SI SE TRATA DE UN MACIZO BIEN TRABADO O NO. SE ESTIMA LA INCERTEZA ASOCIADA A CADA PARAMETRO Y SU POSIBLE FUNCION DE DISTRIBUCION. SE EVALUAN LAS PROPIEDADES DEL MACIZO ROCOSO UTI-LIZANDO LA METODOLOGIA PROPUESTA POR HOEK (1998,99).


123

PROBLEMAS : EL METODO NO SIEMPRE ES APLICABLE. SE DEFINE UNA RESISTENCIA ISOTROPICA. PARA MACIZOS MASIVOS Y COMPETENTES EL METODO DEBE APLICARSE EN FORMA “FLEXIBLE”. PARA MACIZOS DE MALA CALIDAD GEOTECNICA, POBREMENTE TRABADOS Y POCO CONFINADOS EL METODO PUEDE SOBREVALUAR LA RESISTENCIA. EN EL CASO DE ROCAS ESQUISTOSAS O FOLIADAS EL METODO DEBE APLICARSE MUY CUIDADOSAMENTE.


124

ZONIFICACIÓN GEOTECNICA


125

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

Ejemplo Práctico 07.1: ZONIFICACIÓN GEOTECNICA DE MINA CHUQUICAMATA EN TERMINOS DEL INDICE GSI (cortesía Suptc ia. Ingeniería Geotécnica)


126

Ejemp lo Práctico 07.2: ZONIFICACIÓN GEOTECNICA RAJO SUR SUR de DIVISION ANDINA EN TERMINOS DEL INDICE GSI (cor tesía Suptcia. Geolog ía Mina) TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

127

Ejemplo Práctico 07.3: ZONIFICACION GEOTECNICA DEL II PANEL DE LA MINA RIO BLANCO EN TERMINOS DEL INDICE RMR (cortesía Suptcia. Geología Mina, Divis ión Andi na) TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

128

Ejemp lo Práctico 07.4: ZONIFICACION GEOTECNICA DEL SECTOR DON LUIS EN TERMINOS DEL INDICE RMR (cortesía Suptci a. Geología Mina, Divis ión Andi na) TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

129

ASPECTOS GEOMECÁNICOS DE LA TRONADURA EN MINAS A RAJO ABIERTO


130

PARAMETROS QUE DEFINEN LA GEOMETRIA DE UN TALUD MINERO ANCHO DE RAMPA bR

ANGULO INTERRAMPA,

ANCHO DE BERMA b

αR

ANGULO GLOBAL,

ALTURA DE BANCO hB

αO

ALTURA GLOBAL, hO ALTURA INTERRAMPA, hR

ANGULO INTERRAMPA,

αR ANGULO DE BANCO,

αB


131

FUNDAMENTOS DEL DISEÑO.... SE CONSIDERA LA GEOMEÁNICA ?


132

BLASTING PRINCIPLES FOR OPEN PIT MINING Hustrulid, W. (1999) A. A. Balkema


133

BLASTING PRINCIPLES FOR OPEN PIT MINING, Hustrulid, W. (1999), A. A. Balkema TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

134


135


136


137


138


139


140


141

BLASTING PRINCIPLES FOR OPEN PIT MINING, Hustrulid, W. (1999), A. A. Balkema


142

RUPTURA DE LA ROCA Y DEL MACIZO ROCOSO


143

Esquema que ilustra la tritur ación de la roca y la generación de nuevas fracturas debido a una tronadura (tomada de Hagan et al. (1978)). TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

144


145

MANUAL DE PERFORACION Y VOLADURA DE ROCAS, López et al. (1994), IGME TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

146

Mecanismo de Ruptura por Flexión


147

EFECTO DE LAS PROPIEDADES DE LA ROCA INTACTA


148

Peso Unitario

Energía Requerida

Porosidad

Atenuación Trituración % Finos

Fricción Interna

Atenuación

Resistencia

Energía Requerida


149

EFECTO DE LAS CARACTERISTICAS DEL MACIZO ROCOSO


150

BLOCOSIDAD Y RESISTENCIA DEL BLOQUE TIPICO

PRECAUCION ! MANUAL DE PERFORACION Y VOLADURA DE ROCAS, López et al. (1994), IGME TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

151

HETEROGENEIDADES


152

HETEROGENEIDADES

BL ASTING TECHNOLOGY, Sen (1995), UNSW Press TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

153

HETEROGENEIDADES


154

EFECTO DE LAS ESTRUCTURAS


155

BL ASTING PRINCIPLES FOR OPEN PIT MINING, Hustrulid, W. (1999), A. A. Balkema TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

156


157

BLASTING PRINCIPLES FOR OPEN PIT MINING Hustrulid, W. (1999) A. A. Balkema

MANUAL DE PERFORACION Y VOLADURA DE ROCAS López et al. (1994) IGME


158


159


160

“TRONADURABILIDAD” DEL MACIZO ROCOSO (ROCK MASS BLASTABILITY)


161

Indice de Tronadurabilidad de Lylli (1986): BI

=

1 2

× (RMD +

JPS

+

JPO

+

SGI

BI

In d i c e d e t r o n ad u r ab i l i d ad

RMD

Des c r i p c i ó n d el m ac i zo r o c o s o

J PS

Es p ac i am i en t o d e l as es t r u c t u r as

J PO

Or i en t ac i ó n d e l as es t r u c t u r as

SGI

In f l u en c i a d el p es o es p ec íf i c o

H

Du r eza d e l a r o c a


+

H)

162


163

Predicc redi cció ión n de d e la Fragm Fragme enta nt aci ción ón Cunni un ning ngham ham (19 (1983,8 3,87): _

X

=

A K

− 0. 8

1/ 6

Qe

 115   S ANFO

19 / 30

   

X

Tam añ o m ed i o d e l o s f r ag m en t o s (c m )

A

Fact Fac t o r q u e dep d epen end d e el t i p o d e ro roca 8 para rocas roc as de resiste resist encia nci a media 10 para rocas roc as duras dur as algo fisurada fisu radass 13 para rocas roc as duras dur as muy fisuradas fis uradas

Qe

Masa de exp explo losi sivo vo (kg) kg )

S ANFO

Pote ot encia nc ia del del explos expl osiv ivo o re r espe sp ecto ct o al ANFO ANFO


164

A

=

0.06 × (RMD JF

=

+

JPS

JF

+

+

RDI

+

HF )

JPA

RMD

Descripción del macizo rocoso

JPS

Espaciamiento de las estructuras verticales

JPA

Angulo de inclinación de las estructuras

RDI

Influencia de la densidad de la roca

HF

Factor asociado a la dureza de la roca


165


166

DAÑOS INDUCIDOS EN EL MACIZO ROCOSO


167


168


169

RMRDAÑO = CBRMR


170


171


172


173


174


175

EFECTOS DINAMICOS


176


177


178

BL AST VIBRATION MONITORING AND CONTROL, Dowding, C. (1985), Prentice-Hall TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

179

BL AST VIBRATION MONITORING AND CONTROL, Dowding, C. (1985), Prentice-Hall TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

180


181

BLAST VIBRATION MONITORING AND CONTROL Dowding, C. (1985) Prentice-Hall TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

182

ε

σ

=

=

PPV VP PPV

×E

VP


183

RMRDAÑO = CBRMR


184


185

MANUAL DE PERFORACION Y VOLADURA DE ROCAS , López et al. (1994), IGME TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

186

Hendron (1977)


187


188


189

1200 Vp = 127 mm/seg Vp = 381 mm/seg Vp = 635 mm/seg

1000

Collahuasi Ext. Collahuasi

o d r a t e R r o p e t n e l a v i u q E o o f n A e d g K

800

600

400

200

0 0

5

10

15

20

25

30

35

Dist ancia des de la carga, (m)

Cortesía Grupo Geotécni co DMDIC TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

190


191

CONSTRUCTION VIBRATIONS Dowding, C. (1996), Prentice-Hall TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

192

CONSTRUCTION VIBRATIONS Dowding, C. (1996), Prentice-Hall TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

193

TRONADURAS CONTROLADAS


194

MANUAL DE PERFORACION PERFORACION Y VOLADURA DE ROCAS , López et al. (1994), IGME TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO NEGOCIO MINERO MINERO

195

BL ASTING PRINCIPLES PRINCIPLES FOR OPEN PIT MINING, MINING, Hustruli Hustrulid, d, W. (1999), A. A. Balkema TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO NEGOCIO MINERO MINERO

196

BL ASTING PRINCIPLES PRINCIPLES FOR OPEN PIT MINING, MINING, Hustruli Hustrulid, d, W. (1999), A. A. Balkema TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO NEGOCIO MINERO MINERO

197

RESULTADOS DE PRE-CORTE EN IGNIMBRITA


198

DISEÑO DE LA TRONADURA DE PRE-CORTE EN IGNIMBRITA Banco Doble de 30 m, Tiros de 61/2”


199

Estudios Compañía Minera Zaldivar

E 2

B2

B1 E 1

B E

12 m 15m Vp Measurements Sismic Source

Cortesía Sr. Jaime Delgado, CMZ TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

200

Tronaduras Controladas Diseño Actual

E 2

B2

DIAM=10 5/8” Y 12 1/4” Air

E 1

B1

B

E

Steming

DIAM = 12 1/4“

Mexal A

10 x 11.5 Without/FREE FACE

2 1 T I R R L P F E F F E S F E U U R B B P

B1 = 3/4 B B2 = 3/4 B

E2 = E1 = 3/4 E


201

Tronaduras Controladas Diseño Actual

Presplit

>1170mm/s

Buffer and Production

>1170mm/s|

G2 G1


202

Tronaduras Controladas Diseño Mejorado

E 2

B2 E 1

B1

B

B E

E

4” Diam. =10 5/8” o 12 1/4”

P-Split Continuos 1 1/8”

Design with presplit in 4” P -Split 1 1/8”

B1 = 1/2 B

B2 = 1/2 B

E1 = 1/2 E

E2 = 1.5m


203

Tronaduras Controladas Diseño Mejorado 369 mm/s

Vcrit / 4 = 327 mm/s

Cortesía Sr. Jaime Delgado, CMZ TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO NEGOCIO MINERO MINERO

204

Tronaduras Tronadu ras Controladas Contr oladas en Roc Roca a Cuarzo-S Cuarzo-Sericític ericítica a TRONADURA EXPANSION FECHA TR TRONAD NADURA FECHA PR PRECORTE PAL A NUMERO DE TIROS ALTURA AL TURA B ANCO MALLA MALLA PERFORAC RACION SECUE C CU UENCI N NC CIA CIIA DE DE SALI SA SAL SALI LIDA IDA RETARDOS TONE TONELAJE LAJE A REM REMOVE OVER EXPL OSIVO FACTOR DE CARGA DENSIDAD DE CAR CARGA

: 127 A N1 + Pr ec o r t e : 28 N : 21 21 de Septie ptiemb mbre re de 2000 : 21 21 d e Sep t ie iem br br e d e 2000 : 093 : 70 (6 1/2” p ro ro d u c c i ó n ) 61 (6 1/2” 1/2” precor te) : 26 m : 6 x 6 m (pro (produc ducció ción n en en 6 1/2”) 6 x 3 (buffer en 6 1/2” 1/2” ) 2,0 m (Espaciamiento Precort e) : Hac Hacia ia el Ra R Raj ajo a jo o : En t r e f i l as 130 m s Entre Entre tiros producción 35 ms Entre tiros buffer 17 17 ms : 124 124.000 000 Ton Ton (c/ (c/q) : 27.300 K g : 220 (g r /To n ) : 0,58 (Kg/ Kg/m^2) m^2)

DISEÑO PERFIL

DISEÑO PLANTA 2 m (espaciamiento (espaciamiento pr ecorte)

1m LP 6m

3m

26 m

6m 80° PERFORACI ACION EN EN 66-1/2”

PRECORTE EN EN 66-1/2”

0 m(p)

1 m(p)

Cortesía Sr. Sr. Luis Olivares, Supt Suptcia. cia. Ingeni Ingeniería ería Ge Geotécni otécnica ca División Divisió n Chuq uic uicamata amata TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO NEGOCIO MINERO MINERO

205

Tronaduras Tronadu ras Controladas Contr oladas en Roc Roca a Cuarzo-S Cuarzo-Sericític ericítica a TRONADURA EXPANSION FECHA TRONADURA PAL A NUMERO DE TIROS ALTUR A BANCO BA NCO MALLA MALLA PE PERFO RFORACI RACION ON SECUEN CUENC CIA DE SALI SALIDA DA RETARDOS TONEL ONELAJE AJE A RE REMOVE MOVER R EXPL OSIVO FACTOR DE CARGA DENSIDAD DE CARG ARGA

: 114 A N3 + Pr ec o r t e : 28 N : 13 13 d e Oc tu tu br br e d e 2000 : 093 : 98 98 (6 1/2” p ro ro d u c c i ó n ) 56 (6 1/2” A 75º 75º Precor te) : 26 - 27 m : 6,0 6,0 x 6, 6,0 m (producc (producción ión en en 6 1/2” /2” ) 6,0 x 3,0 (buffer en 6 1/2”) 1,5 m (Espaciamiento Precorte) : Ha Hacia el Ra Rajo : En t r e f i las 42 ms Entre tiros tiros producción 0 - 17 ms Entre tiros buffer 17 17 ms : 178 178.000 000 Ton Ton (c/q) (c/q) : 35.100 Kg : 197 (g (g r /To n ) : 0. 0.74 (Kg/ Kg/m^2) m^2)

DISEÑO PERFIL 1m

DISEÑO PLANTA 1,5 m

LP 26 m 6m

3m 6m

75° 0 m (p)

1 m (p)


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Tronaduras Tronadu ras Controladas Contr oladas en Roc Roca a Cuarzo-S Cuarzo-Sericític ericítica a CONCLUSIONES •

Basados en la caracterización geotécnica y estructural de esta unidad geotécnica, la cual presenta una competencia media media y consid erando erando que correspond e a un material material de carácter carácter masivo, masivo, la condició n estructur al NO afecta afecta en en for ma importante el resultado de la tron adura en la Orientación Orientación Norte-Sur Norte-Sur del r ajo, es es q ue podemos efectuar pre-cortes con alta inclinación, incluso alcanzando valores de 80°. Para el caso de la orientación EsteOeste (Se (Secto ctorr Norte), Nort e), la inclin inc linación ación d el pre-cor te debe ser 70°, 70°, dada dada la con dición dic ión de Falla Plana. Plana.

•

El especiamiento del pre-corte utilizado corresponde a 2 metros para una inclinación de 80° y diámetro 6-1/2”, y la densidad de carga para éste corresponde a 0.58 Kg/m 2. Para el caso de espaciamientos de 1.5 metros e inc linado a 75° 75° la densid ad de carga corr esponde espon de a 0.78 0.78 Kg/m2. Por lo tant o, la densidad de carga para un diseño de pre-corte debe debe considerar estos rangos utilizados.

•

De las 2 tronaduras analizadas, las cuales corresponden a las mejores resultados obtenidos en esta unidad geotécni ca, se util izaron valo res de Facto Factores res de Carga Carga qu e variaron entr e 180 180 a 220 220 gramos por tonelada.

•

Respecto de la secuencia de salida de las tronaduras, el resultado en cuanto a desplazamiento de la pila y daño indica qu e debe iniciarse hacia hacia el rajo utilizando 130 ms entre filas, 35 35 ms entre los ti ros de prod ucció n y 17 ms entre los tiros b uffer.

•

El diseño de la perforación consideró 3 filas de 6-1/2” para ambas tronaduras y se obtuvieron muy buenos resultados tanto en los parámetros parámetros geoténicos, de planificación y operacionales, operacionales, como pu dimos observar en las gráficas presentadas. presentadas. Por Por o tro l ado el resultado vis ual es claro, el el cual p ropon e que la utilización de este tipo de tronaduras es la que se debe emplear para lograr cumplir con el diseño geotécnico de taludes y además ver oport unidades de mejoras en el negocio minero de Chuquic amata. amata.


207

Mount Rushmore Memorial, South Dakota, USA. Esculpido por G. Borglum entre 1927 y 1941 (6.5 años de trabajo efecti vo). Cada cabeza tiene unos 18 m. National Geographic, Oct. 1956 / Encyclopaedia Britannica


208

La cubierta de roca degradada por intemperización se removió mediante tronaduras controladas (dinamita). A medida que se obtenía la forma deseada se disminuía el espaciamiento entre tiros y el factor de carga. Las últimas pulgadas se removieron me-diante perforación y cincelado.

Goodman, R. (1989): INTRODUCTION TO ROCK MECHANICS 2nd ed., J. Wiley & Son s


209

ASPECTOS GEOMECÁNICOS DE LA TRONADURA EN MINAS SUBTERRÁNEAS


210

1918, Minas de carbón en USA, preparando una tronadura. National Geographic, Nov. 1918


211

Cavidad generada en sal por una explosión nuclear de 3.1 KT, a una profundidad de unos 360 m, en Nuevo Mexico, USA. Judd (1964) TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

212

Tronaduras controladas de excelente calidad en el desarrollo del Nivel 240 del Underground Research Laboratory, en granito masivo (Manitoba, CANADA). Martin & Simmons (1992)


213

Holmberg et al. (2001) TRONADURA & GEOMECÁNICA: HACIA LA OPTIMIZACIÓN DEL NEGOCIO MINERO

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223

Tronadura y Geomecanica en El Negocio Minero

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