FACULTAD DE INGENIERIA ESCUELA PROFESIONAL DE INGENIERIA DE MINAS
CURSO
: TECNOLOGÍA DE EXPLOSIVOS
TEMA
:
PROFESOR
: ING. PEDRO PABLO PRADO PALOMINO
FECHA
: 28 DE JUNIO DEL 2012
ALUMNO: ORTEGA RODRÍGUEZ, JORGE
VOLADURA CONTROLADA
INDICE PARTE I : VOLADURA CONTROLADA EN MINERIA SUPERFICIAL CAPITULO I INTRODUCCIÓN A LA VOLADURA CONTROLADA CAPITULO II PRINCIPIOS DE OPERACIÓN
pág. 4
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CAPITULO III EFECTOS DE LAS CONDICIONES GEOLOGICAS LOCALES
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CAPITULO IV VOLADURA DE PRECORTE
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CAPITULO V VOLADURA DE CORTE O AMARTIGUADORA
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CAPITULO VI CAUSAS DE LA SOBRE-ROTURA
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CAPITULO VII VOLADURAS CONTROLADAS ESPECIALES
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PARTE II : VOLADURA CONTROLADA EN MINERIA SUBTERRANEA CAPITULO VIII VOLADURA CONTROLADA EN TRABAJOS SUBTERRANEOS
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PARTE I: VOLADURA CONTROLADA EN MINERIA SUPERFICIAL
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CAPITULO I: INTRODUCCIÓN A LA VOLADURA CONTROLADA El daño originado en la roca por efecto de una voladura se puede diferenciar en dos sectores como como se ve en la Figura1.1: a) El sector asociado a la zona de voladura que va a ser removido por algún equipo de excavación. b) El sector correspondiente al entorno de la voladura, donde se producen daños que es necesario controlar por razones tales como:
Evitar dilución del mineral. Evitar mayor excavación de lo deseado (sobre-excavación). Generar una pared sana en el talud del d el banco. Generar una geometría del rajo más económica.
Figura 1.1. La definición dada para el punto b), se explica básicamente como daño a la roca, a la alteración de sus parámetros geomecánicos y la consiguiente disminución de sus propiedades resistivas, tales como su resistencia a la compresión y a la tracción. Esto genera automáticamente otros cambios en las propiedades p ropiedades geoestructurales geoestructurales de la roca. Para controlar el daño sobre las paredes del talud se propone realizar voladuras a lo ancho del banco en dos etapas, llamadas primera y segunda huincha. La primera huincha se considera como voladura de producción, cuyo volumen involucrado no alcanzará hasta la pared del banco, es una voladura convencional en la que no se aplica ningún sistema de control de daño en las últimas filas, puesto que aún resta por tronar una segunda huincha. La figura 1.2 indica un bosquejo de cómo se disponen las voladuras a lo ancho del banco.
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Figura 1.2 Por lo tanto la explotación de bancos se puede realizar con voladuras separadas en dos huinchas. La primera es una voladura de producción, que está lo suficientemente alejada del talud para no generar daño en éste. La segunda es una voladura controlada, que se diseña de manera de generar el mínimo daño en la pared del talud. Las técnicas de voladura controlada han sido adoptadas en diversas faenas, en un esfuerzo por mejorar la estabilidad de taludes en las paredes del pit final, y poder minimizar el daño inducido tras la zona de voladura. El operador debe decidir el propósito de la técnica de control antes de que ésta sea seleccionada. Algunas técnicas se utilizan para producir una pared de apariencia atractiva con poca o nada de preocupación por la estabilidad del macizo rocoso. Otras técnicas se utilizan para proveer esta estabilidad al formar un plano de falla antes de comenzar las voladuras de producción. Esta segunda técnica puede o no ser cosméticamente atractiva, pero desde el punto de vista de la estabilidad, realiza su función. Los métodos de control de sobre-rotura se pueden dividir en tres tipos: precorte y voladura de recorte (o amortiguada). El precorte utiliza barrenos cargados ligeramente; con espaciamientos cerrados y que se
disparan antes de las voladuras de producción. El propósito es el de formar un plano de fractura a través del cual las grietas radiales de la voladura de producción no puedan pasar. Secundariamente, el plano de fractura formado puede ser cosméticamente atractivo y permitir el uso de taludes con mayor pendiente y que requieren menor mantenimiento. Debe pensarse en el precorte como una medida de protección para mantener la pared final sin daños causados por la voladura de producción. La voladura de recorte es una técnica de control que se utiliza para limpiar o afinar una
pared final después de la voladura de producción. Las voladuras de producción pueden 5
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haberse efectuado muchos años antes o pueden efectuarse con un retardo más corto dentro de la misma voladura. Ya que la hilera de barrenos de recorte alrededor del perímetro es la última en dispararse en una voladura de producción, no realiza ninguna función para proteger la estabilidad de la pared final. Las grietas radiales de la voladura de producción pueden viajar dentro de la pared final. Las capas de lodo y otras discontinuidades pueden canalizar los gases del área de la voladura de producción hacia adentro de la pared final. El único propósito de una voladura de recorte es el crear un perímetro cosméticamente atractivo y estable. Este tipo de voladura no ofrece protección a la pared final de la voladura de producción.
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CAPITULO II: PRINCIPIOS DE OPERACIÓN El explosivo utilizado para el precorte y el recorte es normalmente uno que contiene cantidades considerables de nitrato de amonio (sea ANFO o emulsión). La experiencia muestra que los explosivos que producen altas cantidades de gases, producen una mejor fractura y reducen la posibilidad de formar grietas capilares en las paredes del barreno. Sin embargo, el tipo de explosivos que se utilice es crítico. La mayoría de las fórmulas empíricas expresar la cantidad de explosivo requerido como los kilogramos explosivo por metro de barreno. Reglas empíricas comunes también indican que el diámetro de la carga sea menor a la mitad del diámetro del barreno. Al utilizar una carga con diámetro pequeño dentro de un barreno con un diámetro mayor, las presiones de los gases bajan rápidamente debido a la expansión dentro de un volumen mayor. Este procedimiento se llama desacoplamiento. Esta rápida caída en la presión tiene el efecto de colocar las presiones de diferentes explosivos dentro de un rango muy pequeño de valores para la mayoría de los explosivos utilizados comúnmente. De hecho lo que ocurre es que bajo el desacoplamiento adecuado, diferentes explosivos producen esfuerzos en la roca que se encuentran dentro de un 10% uno del otro en una voladura de precorte o recorte. Un ejemplo de los esfuerzos producidos a 30cm del barreno se muestra en la figura 2.1. El rango de desacoplamiento se define como el diámetro del barreno dividió por el diámetro de la carga. Las razones que en el pasado se daban para la formación del precorte indican que este se causaba completamente por la reflexión de las ondas de esfuerzo como lo muestra la Figura 2.2. Investigaciones posteriores probaron que la magnitud de la resultante de los esfuerzos es insuficiente para causar que la acción de corte ocurra en situaciones de voladura reales. Si se tiene que depender solamente de las ondas de esfuerzo para causar el precorte, los espaciamientos tendrán que reducirse a 1/5 de los que normalmente se utilizan en el campo. De acuerdo a la Figura 2.2, si los barrenos en una línea de precorte no se dispararan en una forma verdaderamente instantánea, la acción de corte no podría ocurrir ya que la colisión de las ondas de esfuerzo no ocurriría entre los barrenos. Esto es contrario a los hechos, ya que los responsables de las voladuras comúnmente retardan cada barreno en una voladura de precorte y aun así producen paredes en buenas condiciones. La Figura 2.3 muestra un precorte en formación a partir del crecimiento de las grietas radiales, y no de la colisión de las ondas de esfuerzo.
Figura 2.1: Niveles de esfuerzos de cargas desacopladas
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Figura 2.2: Viejos Conceptos del Rompimiento por Ondas de Esfuerzo (después de DuPont)
Figura 2.3: Formación de la Fractura de Precorte en Modelos de Plexigas La Figura 2.4 es una fotografía de un modelo de Plexiglás donde se dispararon tres barrenos en forma instantánea. La figura 2.4b por otro lado es una fotografía de un modelo donde los barrenos se dispararon en lo que sería el equivalente de un retardo de 25 milisegundos en un trabajo a escala real. Se puede notar que no existe una diferencia significativa en la fragmentación entre barrenos, demostración aún más que las interacciones de las ondas de esfuerzo no son las responsables de la fragmentación en voladuras a escala real. Este punto es significativo ya que si se piensa en el concepto de la fragmentación por ondas de esfuerzo como principal mecanismo de la formación del precorte, entonces todo los barrenos del precorte necesitarían ser disparados instantáneamente ya que los barrenos de precorte son los que normalmente se encuentran más cerca de las residencias y son los que más confinamiento tienen en toda la voladura, se producirán niveles de vibración más altos a medida que el peso de la carga aumenta. Los niveles pueden ser hasta cinco veces más altos a aquellos producidos por una voladura de producción. En la mayoría de los casos, muchos barrenos disparados en forma instantánea producirán niveles de vibración excesivamente altos. El comprender que los barrenos pueden retardados es importante ya que permite al contratista la flexibilidad, en caso necesario, de disparar cada barreno con un retardo diferente. 8
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La técnica de precorte no es nueva. Se convirtió en una técnica reconocida para el control de la pared cuando se utilizó a mitad de los años 50 en el proyecto hidroeléctrico del Niágara. Se tienen pues reportes de su uso aún en los años 40, pero de forma esporádica. El precorte se utilizó como una técnica de fracturación de roca antes de que los explosivos se usaran para voladuras. Las pirámides del antiguo Egipto fueron construidas por obreros que utilizaban el precorte. La técnica utilizada fue el colocar cuñas de madera dentro de las grietas naturales en barrenos perforados en la toca. Las cuñas de madera eran entonces mojadas y la expansión de la madera provocaba que se formaran fracturas entre las cuñas. Hecho esto, se podían remover los bloques. En lugares más al norte, el hombre encontró que podía utilizar el hielo para provocar que la roca se fracturara al perforar barrenos en el manto rocoso, llenarlos con agua y dejar que ésta se congelara durante el invierno. La roca se agrietaría entre los barrenos dejando libre los bloques. Tanto las cuñas de madera como el huelo ejercían presión estática sobre el macizo rocoso similar a la que ocurre para la presión de los gases del explosivo. Las fórmulas empíricas utilizadas en el precorte normalmente no toman en cuentas las características de resistencia del macizo rocoso. Aunque esto puede parecer inusual, debe recordarse que la resistencia a la tensión varía en un rango que va desde unos cuantos cientos hasta unos cuantos miles de KPa para la mayoría de las rocas. La resistencia a la compresión, por otro lado, normalmente se encuentra en el rango de los cientos de MPa. Si la presión del explosivo dentro del barreno es tal que se encuentra por debajo de la resistencia la compresión y arriba de la resistencia a la tensión. Se crearán fracturas sin dañar la masa rocosa alrededor del barreno. En la mayoría de las aplicaciones de precorte y corte, las presiones se aproximan de 50 a 100MPa y excede ampliamente la resistencia a la tensión de cualquier roca. Por lo tanto, estas características de resistencia no serán una consideración.
Figura 2.4: Precorte en Barrenos
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CAPITULO III: EFECTOS DE LAS CONDICIONES GEOLÓGICAS LOCALES Las técnicas de control tales como el precorte, recorte y barrenado lineal trabajan mejor en roca masiva. En roca masiva, se pueden observar las medias cañas o mitades de cada barreno en la pared final. En roca masiva, el 100% de los barrenos producen medias cañas. Algunos operadores tratan de calificar el éxito o fracaso de una voladura de precorte o amortiguada por lo que se llama el factor de media caña. Los factores de media caña son los porcentajes del total de medias cañas que son visibles después de que la roca ha sido excavada. Si sol oel40% de los barrenos permanecen visibles en la pared final como medias cañas, entonces el factor de media caña será 40%. Esta técnica puede tener algún mérito cuando se hacen precortes en material masivo y homogéneo. Sin embargo, las medias cañas pueden desaparecer totalmente en toca con una geología complicada. No se pueden asumir que la falta de medias cañas indica un trabajo de voladura pobre. En material geológicamente complicado no se forma una grieta simple. Existe una zona altamente fragmentada que se forma a lo largo del perímetro, dicha zona sirve cómo protección para la pared final de los afecto de las grietas radiales que emanan de la voladura de producción. Los factores de medias cañas sólo tienen validez si se considera en la evaluación el tipo de roca en el que se están contando las medias cañas. Cuando la roca tiene numerosos estratos entre los barrenos y estratos intersectan la cara del banco en un ángulo menor de 15º, será imposible formar una buena cara final con técnicas de voladura controlada. De hecho, para que la pared sea medianamente agradable, cosméticamente hablando, los estratos deben intersectar la cara del banco a un ángulo mayor a 30º. Cualquier ángulo menos provocará que las fracturas intercepten los planos de estratificación dando como resultado que grandes pedazos de material se desprendan de la cara durante el proceso de excavación. En un material débil, la pericia del operador de la excavadora es extremadamente crítica. Algunas máquinas pueden ejercer un empuje considerable ya pueden, por lo tanto, excavar más allá del límite de la voladura dañando severamente el contorno final. Otros factores geológicos que afectan los resultados de las técnicas de voladura controlada son las capas suaves o las capas de lodo. Si el banco es intersectado por numerosas capas de lodo es difícil lograr buenos resultados.
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CAPITULO IV: VOLADURA DE PRECORTE El desarrollo de un precorte tiene por finalidad generar una línea de debilidad tras la voladura, cuyos beneficios pueden ser los siguientes:
Formación de una pared de banco más estable. Generar el límite de penetración de la pala. Obtener las bermas programadas. Crear una percepción de seguridad.
Los beneficios del precorte, en términos de estabilidad de talud, pueden no ser fáciles de evaluar. Por ejemplo, la no creación de medias cañas en la voladura de precorte, no necesariamente significa un mal resultado, ya que aún así puede obtenerse una buena estabilidad de la pared. Como se sabe, el precorte debe permitir fracturar un plano para atenuar vibraciones en la voladura principal, lo anterior depende mucho de la calidad de las fracturas que se formen. Las vibraciones serán menores, mientras éstas crucen fracturas lo más abiertas y limpias posibles. Así como las vibraciones generadas en las voladuras son responsables de los daños producidos en la pared final, lo es también el empuje de gases de explosión, por lo tanto la línea de fractura generada por el precorte también debe actuar como zona de evacuación de gases.
4.1. TEORÍA DEL PRECORTE El objetivo de un precorte es minimizar las presiones en el pozo, lo suficiente para generar grietas entre pozos adyacentes de la línea del precorte. Para obtener buenos resultados, tres requerimientos deben tomarse en cuenta:
Una línea de pozos con pequeño espaciamiento Una baja densidad lineal de carga de explosivo Una simultaneidad en la iniciación de los pozos.
El plano de debilidad se genera mediante una grieta que se extiende a lo largo de los pozos de precorte, la presión en las paredes del pozo (presión de barreno) debe ser del orden de la resistencia a la compresión de la roca. Para el cálculo de la presión en las paredes del pozo se utiliza la siguiente expresión:
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Examinando esta ecuación, se puede apreciar que para que un explosivo quede completamente acoplado al pozo, las presiones que se generan en las paredes de éste deben ser del orden de los 850 MPa. Considerando que en diversas faenas la resistencia a la compresión de la roca es del orden de los 50 a 150 MPa, la presión en el pozo está muy por encima de este valor. Por lo tanto para lograr esta magnitud deben utilizarse explosivos con densidades del orden de 0.2 (g/cm3) y velocidades de detonación del orden de 2500 m/s, lo que no es aplicable operacionalmente. Por este motivo, para el precorte se utilizan explosivos desacoplados, de menor diámetro que el del pozo. Como recomendación general, el diámetro de la carga debe ser a lo menos la mitad del de perforación. Para el cálculo de la presión en las paredes del pozo de un explosivo desacoplado, se utiliza la siguiente expresión:
En que f es la razón de desacoplamiento, definida como la relación entre el volumen del explosivo y el volumen del pozo. El exponente n se estima igual a 1.25 para pozos secos y 0.9 para pozos con agua.
Donde: De = diámetro explosivo, D h = diametro del pozo, H = largo del pozo y l =largo columna explosiva.
A. PROPIEDADES DE LA ROCA Como en todas las prácticas de tronadura, las características de la geología ejerce gran influencia en sus resultados, especialmente en el precorte.
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a) Parámetros Resistivos Para minimizar el daño tras la fila del precorte, el esfuerzo inducido no debiera exceder la resistencia a la tracción de la roca, en el plano. Pero para lograrlo se requiere utilizar una línea de precorte con pozos extremadamente juntos, lo cual se lograría con cargas extremadamente pequeñas y con iguales separaciones entre pozos. En la práctica, se ha llegado a establecer que la presión de detonación que se debiera alcanzar en un pozo requiere ser del orden de 1 a 2 veces la resistencia a la compresión de la roca. Esta relación la denominaremos R. Por otro lado, se ha determinado que cuando se trabaja en una roca cuya resistencia a la compresión es menor de 70 Mpa, es muy difícil obtener un buen resultado y menos pensar que se obtendrán medias cañas en las paredes del talud. Luego, de las ecuaciones 9.2 y 9.3 se puede deducir la fórmula para calcular el diámetro de un explosivo dado:
b) Control Estructural La naturaleza y orientación de las discontinuidades en el macizo rocoso son críticas en el resultado del precorte. Por ejemplo, si aumenta la frecuencia de fracturas entre pozos del precorte, disminuye la posibilidad de formar un plano de debilidad con la voladura de precorte. La naturaleza de las discontinuidades también es un parámetro relevante debido a que si éstas son cerradas y bien cementadas, existe una probabilidad mayor que el plano de grietas generado por el precorte se pueda propagar. Por el contrario, si estas grietas están abiertas y limpias generarán una zona de interrupción de la formación de un plano de debilidad. Los tres principales factores geoestructurales que afectan el resultado del precorte son:
La frecuencia de fractura a lo largo de la línea de precorte. El ángulo formado entre la línea de precorte y las estructuras. El relleno de las fracturas.
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Algunas investigaciones sobre orientación de fracturas, con respecto a la línea de precorte, han concluido en que ángulos menores a 10 y superiores a 60 grados entre la estructura y la línea de precorte tienen un menor efecto sobre el resultado en la pared final. Por el contrario, ángulos entre 15 y 60 grados son más desfavorables en el resultado del precorte.
B. DIÁMETROS DE PERFORACIÓN Es ampliamente reconocido que los mejores resultados de precorte se obtienen con diámetros pequeños de perforación; sin embargo, hay que tomar en cuenta la longitud del banco a perforar y las desviaciones de los pozos.
C. ESPACIAMIENTO ENTRE POZOS El espaciamiento entre los pozos del precorte se reduce, si lo comparamos con el espaciamiento en una fila amortiguada. Esta disminución de espaciamiento se aplica principalmente para que exista una interacción entre pozos, debido a que a éstos se les ha reducido la carga considerablemente con el objeto de generar bajas presiones en sus paredes. Existen también algunas reglas para definir el espaciamiento entre pozos, como por ejemplo:
Donde S es el espaciamiento en mm, k es una constante entre 14 y 16, y d es el diámetro de perforación en mm. (Algoritmo propuesto por Sutherland en 1989). La fórmula general que se utiliza y aplica para el cálculo de espaciamiento en Chile es la siguiente:
Donde: S es el espaciamiento en mm, T es la resistencia a la tracción de la roca en MPa, P b es la presión de detonación en el barreno en Mpa y d es el diámetro de perforación en mm. Esta definición de espaciamiento no considera las características estructurales de la roca. No obstante, algunos investigadores como Chiappeta (1982) sugieren que si la frecuencia de las discontinuidades excede de 2 a 3 entre los pozos de precorte, los resultados serían bastante pobres en términos de generación de “medias cañas”.
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D. FACTOR DE CARGA El término factor de carga definido en gr/ton no es aplicable para el precorte, puesto que su finalidad no es fragmentar un volumen de roca, sino generar un plano de fractura, por lo que el factor carga para un precorte se define en kg/m 2. De acuerdo a las ecuaciones 9.2 y 9.3 se obtiene una relación que define el factor de carga, en función de las características geomecánicas de la roca y el diámetro de perforación
Del ejercicio anterior se desprende que la densidad de carga es directamente proporcional al diámetro de perforación y casi directamente proporcional a la resistencia de la roca. A modo de ejemplo, se expone la figura 4.1 donde se define la densidad de carga en función a la resistencia de la compresión de la roca, considerando el producto ENALINE, explosivo cuyas características de velocidad y densidad son las siguientes: Velocidad de Detonación: 5200 m/s Densidad Explosivo: 1.1 g/cm3
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Figura 4.1
E. SECUENCIA DE SALIDA El precorte debe ser iniciado separada o conjuntamente con la voladura de producción, sólo con una diferencia de a lo menos 100 ms, previo a la voladura de producción. Respecto a los intervalos entre pozos del precorte, la teoría de formar una grieta de tensión entre dos pozos implica una detonación simultánea de ellos. A modo de referencia, Ouchterlony (1995) reportó que si existen diferencias de tiempo de 1ms entre pozos de precorte, éstas generarían mayores daños alrededor de un pozo. Por tal motivo el autor del estudio recomienda usar cordón detonante para la iniciación del precorte. Idealmente debieran detonarse todos los pozos del precorte en forma simultánea, pero como medida precautoria en relación a las vibraciones, éstos debieran ser detonados en grupos de 20 a 30 pozos.
F. EFECTOS DE LA EXACTITUD DE LA PERFORACIÓN La importancia de la exactitud de la perforación puede no ser considerada cuando se diseña un precorte, pero ésta tiene una gran relevancia debido al paralelismo que debe existir entre pozos, ya que de lo contrario, puede ser la causa de perfiles irregulares.
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G. INCLINACIÓN DEL PRECORTE Los máximos beneficios en términos de mejorar la estabilidad de los taludes, se obtienen cuando el precorte se perfora inclinado. Estas inclinaciones fluctúan en el rango de 15 a 30 grados, siendo mejores los resultados a medida que se utiliza una mayor inclinación, aumentando ciertamente la dificultad en la perforación. Cuando se realizan precortes inclinados y una fila buffer delante de ellos, es conveniente tronar el precorte antes de la voladura de producción, principalmente para evitar que la fila buffer o amortiguada en la zona del pie del banco, quede demasiado cerca del pozo de precorte y ésta pueda ser iniciada por simpatía (ver figura 4.2).
Figura 4.2
4.2 EJEMPLOS DE CALCULO DE DISEÑOS DE PRECORTE Diámetro de perforación 6 1/2”, explosivo: enaline de 1,1 gr/cc de densidad y VOD = 5200 m/s. Roca con UCS = 50 MPa y T = 8 MPa. Pozos sin agua. Largo de los pozos = altura del banco (pozos verticales) = 15 m. Se dejará sin cargar 2 m en la parte superior del pozo.
Si utilizamos este diámetro el espaciamiento de los pozos de precorte sería:
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Como el diámetro 1,31” no es estándar de fabricación, recalcularemos la presión de
detonación para un explosivo desacoplado con el diámetro de fabricación más cercano, o sea, 1 1/4”.
El espaciamiento de los pozos será:
Como la densidad de carga del enaline de 1,25” es de 0,87 kg/m, el factor de carga del
precorte a usar es.
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CAPITULO V: VOLADURA DE RECORTE (AMORTIGUADA) La voladura de recorte o amortiguada se define como el diseño que genera el mínimo daño posible detrás de la última fila, permitiendo que el equipo de carguío lo haga solo hasta la línea de programa definida por dicho diseño. Para tal propósito se plantea como regla general diseñar voladura controlada para las dos últimas filas, el cual variará principalmente con respecto a la voladura de producción, en el diámetro a utilizar, y en la dimensión de la malla. Obviamente se tenderá a utilizar en estas dos últimas filas diámetros menores de perforación, y mallas más reducidas con respecto a la voladura de producción, no obstante existen casos en la voladura amortiguada que se definen con igual diámetro a la de producción pero con mallas más reducidas. Para la realización del diseño de voladura amortiguada se plantean dos alternativas, siendo éstas las siguientes:
Definición de voladura amortiguada por análisis de velocidad crítica de la roca. Definición de voladura amortiguada por reducción de la presión en las paredes del pozo.
5.1. DEFINICION DE TRONADURA AMORTIGUADA POR ANALISIS DE VELOCIDAD CRITICA DE LA ROCA Para la definición de este diseño, es necesario simular las voladuras, de manera de poder predecir los halos de vibraciones que se generen tras la última fila de ésta. Previamente, es necesario tener presente el valor máximo de velocidad de partícula que se permitirá tras la última fila y a qué distancia de ésta. Como punto de partida se puede suponer que el valor máximo de velocidad de partículas permitida tras la última fila, puede ser el valor del PPV crítico de la roca, y la distancia a la cual se alcance este valor se puede tomar como 10 m. Para definir la malla se parte de dos fundamentos:
Diámetro de perforación a utilizar en el diseño amortiguado. Mantener el factor de carga en los pozos de la voladura amortiguada, respecto a la voladura de producción.
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A. DIÁMETRO DE PERFORACIÓN Si el diámetro de perforación para el diseño amortiguado se mantiene con respecto al diámetro de producción, el burden y el espaciamiento de la voladura amortiguada debiera reducirse de 0,6 a 0,8 veces. Por otra parte si los diámetros de perforación disminuyen, el burden y espaciamiento debieran estar entre los 0,7 a 0,9 veces los valores nominales definidos para un diseño teórico de producción con ese diámetro.
B. FACTOR DE CARGA Para la definición de carga para los pozos amortiguados, debiera tomarse como punto inicial utilizar una carga explosiva tal, que permita mantener el factor de carga de la voladura de producción, obviamente la carga disminuirá con respecto a la carga de producción por existir una reducción de la malla. Al existir una reducción de la carga, existe la posibilidad de dejar decks de aire en los pozos del diseño amortiguado.
C. EJEMPLO DE ANÁLISIS Como ejemplo se presentan diferentes simulaciones de voladura amortiguadas para un tipo de roca cuya velocidad de partículas crítica alcanza un valor de 711 mm/s. Para tal propósito la distancia a la cual se simulará la velocidad crítica será de 10 m tras la última fila de material tronado. Para determinar los halos de velocidades de partículas, se ocupará el software QED. Los diámetros a utilizar para la definición de las últimas filas serán los siguientes: 6 ½ pulgadas; 9 7/8 pulgadas y 11 pulgadas y considerando una malla normal de producción de 7 x 13 y un diámetro de 11 pulgadas.
C.1. DEFINICION TRONADURA AMORTIGUADA Todos los análisis se realizarán en bancos de 15m manteniendo el factor de carga promedio de los pozos en 165 gr/ton. a) Diseño amortiguado en 6 ½”
Se propone el diseño de la figura 5.1:
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Figura 5.1 Los formatos de carguío para el diseño planteado son los siguientes: Tabla5.1: Formatos de Carguío
De acuerdo al formato de carguío presentado, el análisis de vibraciones que se realiza determina que a 10 m tras la última fila se genera una velocidad de partículas de 343 mm/s el cual aparece en la figura 5.2.
Figura 5.2 21
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b) Diseño amortiguado en 9 7/8”
Para 9 7/8 pulgadas se propone el diseño de la figura 5.3:
Figura 5.3
Los formatos de carguío para el diseño planteado son los siguientes: Tabla 5.2: Formatos de Carguío
De acuerdo al formato de carguío presentado, el análisis de vibraciones que se realiza determina, que a 10 m trás la última fila se genera una velocidad de partículas de 460 mm/s el cual aparece en la figura 5.4.
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Figura 5.4
c) Diseño amortiguado en 11” Para 11 pulgadas se propone el diseño de la figura 5.5:
Figura 5.5
Los formatos de carguío para el diseño planteado son los siguientes:
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Tabla 5.3: Formatos de carguío
De acuerdo al formato de carguío presentado, el análisis de vibraciones que se realiza determina, que a 10 m tras la última fila se genera una velocidad de partículas de 531 mm/s el cual aparece en la figura 5.6
Figura 5.6
C.2. ANALISIS DE LOS RESULTADOS Los resultados obtenidos se pueden comprobar mediante la comparación de los valores de velocidad de partículas simuladas con sus similares de tipo crítica, de cada roca.
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Como conclusión se aprecia que el diseño en 6 ½ pulgadas es el que genera un menor daño en la roca a 10m tras la última fila del disparo.
5.2. DEFINICIÓN DE TRONADURA AMORTIGUADA POR REDUCCIÓN DE LA PRESIÓN EN LAS PAREDES DEL POZO. Para la definición de este diseño se trabaja en base a dos supuestos siendo éstos los siguientes:
El burden de la(s) fila(s) amortiguada(s) debe estar en el rango de 0.5 a 0.8 veces el burden de producción y el espaciamiento del orden de 1.25 veces el burden definido para la(s) fila(s) amortiguada(s). Una vez establecido el burden y espaciamiento de la voladura amortiguada en base al punto 1, se define la carga por pozo de tal manera que la presión en las paredes, asociada al área de influencia de cada pozo se reduzca en un 60%. La ecuación 9.10 da cuenta de esta reducción.
Una vez determinada la presión del barreno requerida en los pozos de la fila amortiguada, se calcula en base a las ecuaciones de arriba el factor de desacople del explosivo en el pozo.
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El desacople del explosivo se puede realizar de dos maneras, la primera: utilizando un diámetro de explosivo menor al del pozo y en este caso determinar el valor de r c manteniendo el valor de c en 1 y la segunda, ocupando explosivo sin desacoplar (r c = rh) y determinar el valor de c, es decir ocupar deck de aire y/o tacos intermedio en la columna.
A. EJEMPLO DE APLICACIÓN A partir de las siguientes características de la voladura de producción, se define la malla y carga para una voladura amortiguada: Voladura de producción:
Diámetro perforación: 10 pulgadas Malla : 5.5 x 6.0 Factor de carga: 300 gr/ton Densidad de explosivo: 1.2 gr/cc Velocidad de detonación: 5200 m/s Pasadura: 1.5 m Densidad roca: 10.3.2 gr/cc Zona sin agua, luego n = 1,25
Para calcular de burden y espaciamiento de la (s) filas amortiguada (s), se asume un 55%
de los valores de producción es decir: Bamort = 0.55 x 5.5 m = 3 m Eamort = 1.25 x 3 m = 10.3.75 m Para el cálculo de presión en las paredes del pozo se utiliza la siguiente expresión: 26
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y la presión requerida para os pozos de amortiguada se calcula en base a la relación 1
por lo que:
Por consiguiente, si el carguío del pozo amortiguado se realiza con un diámetro del explosivo menor al del pozo, éste se calcula de la siguiente manera:
Por otra parte considerando que el explosivo a colocar en la fila amortiguada será de igual diámetro del pozo es decir rc = rh se tiene:
C = 0.532 = 0.28 Lo que indica que se debiera cargar solo un 28 % de la columna explosiva que se carga en producción.
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5.3. CALCULO DE LA DISTANCIA ENTRE FILA DE PRECORTE Y TRONADURA AMORTIGUADA Cuando el diseño considera una tronadura amortiguada en conjunto con precorte, es necesario determinar la distancia entre la fila amortiguada y el precorte. Para tal propósito se definen dos métodos de cálculo: A. METODO EN BASE AL ANÁLISIS DE VELOCIDAD DE PARTÍCULA DE LA ROCA. Esta metodología está basada en un análisis de los sobre quiebres obtenidos en terreno para cada zona de voladura en particular. Como primera etapa es necesario determinar el sobre quiebre normal que se obtiene en una voladura de producción y/o amortiguada, esto puede realizarse teniendo los perfiles topográficos del talud del banco, obtenido después de la limpieza del equipo de carguío. Además se requiere definir un modelo de vibraciones representativo para la zona en particular. Con los antecedentes previos se simula la voladura a la cual se le determinó el sobre quiebre, de tal manera de definir los halos de vibraciones que se generan tras la voladura, en espacial en el perfil de sobre quiebre determinado en forma topográfica. (Las figuras 5.7 y 5.8 indican lo anteriormente mencionado)
Figura 5.7
Una vez determinado el nivel de vibraciones que se alcanza en el plano del talud, se define la distancia de la última fila amortiguada al precorte, de tal manera que los niveles de vibraciones en la línea de precorte no excedan los valores obtenidos de las simulaciones del perfil topográfico, tal como se indica en la figura 9.12
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Figura 5.8
B. MÉTODO EN BASE A LA RELACIÓN DE LA PRESIÓN EN LAS PAREDES DEL POZO, ENTRE LOS TIROS DE PRODUCCIÓN Y AMORTIGUADOS Este método propone determinar la distancia entre la última fila de la voladura amortiguada y el precorte mediante la siguiente relación:
Suponiendo el ejemplo del punto 9.2.2 se concluye que al considerar una sobre-rotura de la voladura de producción de 5 m, la distancia de la última fila de la voladura amortiguada a la línea de precorte queda definida por la siguiente expresión:
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C. MÉTODO QUE RELACIONA FACTOR DE CARGA Y MALLA DE PERFORACIÓN
Donde: DST = distancia entre buffer y línea de precorte, Fc = factor de carga, D = diámetro de perforación, S = espaciamiento, B = burden y Qb = quebradura. Luego, para el mismo ejemplo anterior y considerando un factor de carga similar para producción y amortiguado, se tiene:
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CAPITULO VI: CAUSAS DE LA SOBRE-ROTURA En general, ocurren dos tipos de sobre-rotura debido a una voladura de producción. La sobre-rotura trasera, que es la que ocurre detrás de la última hilera de barrenos; y la sobre-rotura lateral , que es la que ocurre a los extremos de cada voladura.
6.1. SOBRE-ROTURA TRASERA Existen muchas causas para la sobre-rotura trasera. Puede deberse a un burden excesivo para los barrenos, lo que causa que el explosivo rompa y ariete en forma radial más allá de la última hilera de barrenos (Figura 6.1). Los bancos que tienen una rigidez excesiva (L/B < 2) provocan más levantamiento y sobre-rotura cerca de la boca del barreno (Figura 6.2). Los tacos con profundidades largas en bancos rígidos también promueven la sobrerotura trasera. El retardo de tiempo inadecuado de hilera a hilera puede provocar sobrerotura trasera si este tiempo es demasiado corto, lo que resulta en un confinamiento excesivo en las últimas hileras de la voladura. El problema del tiempo de retardo no será discutido ya que se ha mencionado en otro capítulo. Si los barrenos son cortos, con factores L/B bajos debido a un burden excesivo, la solución al problema será cambiar a barrenos de diámetro menor reduciendo con esto el burden e incrementando el factor de rigidez. Este procedimiento no puede aplicarse en todas las operaciones. Por lo tanto, se deben utilizar otras técnicas para cortar limpiamente los barrenos en la parte superior. Se pueden utilizar barrenos satélites en medio de los barrenos de producción por medio de los cuales se puede colocar explosivo dentro de la roca superior en la zona del taco, estos barrenos pueden ser cargados ligeramente y disparados en un retardo posterior. Los operadores con frecuencia perforan estos barrenos satélite (Figura 6.3), éstos ayudan a reducir problemas con la roca de la parte superior del banco y a reducir la sobre-rotura traerá. Si se utilizan cargas satélite dentro de la zona del taco como se indica en la Figura 8.16, esas cargas se deben disparar en un retardo posterior al retardo de la carga principal. No es deseable el perder prematuramente el confinamiento de la carga principal dentro del barreno, esto puede suceder si la carga satélite detonó primera y hace volar el material de taco. Otra técnica similar al uso de las cargas satélite es la de continuar la carga principal dentro de la zona del taco. Sin embargo, la carga principal se reduce significativamente en su diámetro. Esta carga de diámetro pequeño dentro de un barreno de diámetro mayor produce suficiente presión para causar algún agrietamiento similar a la del precorte en la zona de la boca del barreno (Figura 6.4).
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Figura 6.1: Sobre-rotura trasera debido a un burden excesivo
Figura 6.2: Sobre-rotura trasera debido a la rigidez excesiva
Figura 6.3: Cargas Satélite en la zona del taco
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Figura 6.4: Carga confinada dentro del taco
6.2. SOBRE-ROTURA LATERAL La sobre-rotura lateral al extremo de una voladura, usualmente resulta por una de dos razones (Figura 8.18). La estructura geológica local puede promover la extensión de las grietas a los extremos de la voladura. Esto puede corregirse al acortar el espaciamiento en los extremos de los barrenos de producción, causando con esto que los barrenos funciones y respondan de forma diferente.
Figura 6.5: Sobre-rotura lateral (vista en planta) La sobre-rotura lateral puede ser causada también al tener tiempo de retardo inadecuados en los barrenos del perímetro. Si el retardo es muy corto los barrenos tienden a sentir un burden mucho mayor al normal y por ellos se escopetean y provocan levantamiento, o agrietan hacia atrás dentro de la formación rocosa. El problema del tiempo de retardo puede ser corregido de la misma manera que se describió en la sobrerotura trasera. Retardos de tiempo más largo, pueden utilizarse en los barrenos de los extremos, permitiendo más tiempo para que la porción central de la voladura se mueva hacia afuera. Esto produce alivia adicional antes que los barrenos de los extremos detonen.
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CAPITILO VII: VOLADURAS CONTROLADAS ESPECIALES 7.1. EXTRACCIÓN DE BLOQUES DE ROCAS ORNAMENTALES Para rocas como granito, mármol y caliza marmórea, en forma definida, como placas y bloques. Es difícil dar recomendaciones generales de diseño pues son muchas las clases de roca y las técnicas de explotación, pero puede seguirse los siguientes parámetros:
Diámetro de perforación entre 25 y 40 mm. Espaciamiento, en el caso más frecuente es entre 4 y 8 Ø, pero puede aplicarse la fórmula de Berta:
A. EXPLOSIVOS Se emplea explosivos de baja velocidad de detonación y gran volumen de gases. También cargas preparadas en tubos plásticos acoplables.
B. CONSUMOS ESPECÍFICOS Varían ampliamente de acuerdo al tipo de roca y clase de explosivo. Los valores más comunes son, por unidad de superficie cortada, de: 80 a 150 g/m 2 en los granitos, de 40 a 80 g/m2 en los mármoles y de 30 a 60 g/m 2 en las calizas marmóreas.
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Figura 7.1 Las columnas de explosivo deben ser continuas y desacopladas, con una cámara anular de aire, aunque en roca dura es una ventaja rellenarla con agua para aumentar la energía transferida a la roca y evitar el ennegrecimiento de las superficies de corte por los humos de la explosión. Aunque el retardo es necesario para aprovechar el empuje de los gases. La iniciación debe ser preferentemente instantánea para todos los taladros, mediante cordón detonante.
Figura 7.2 Para evitar el astillamiento o fracturación de las esquinas de los bloques es conveniente emplear taladros-guía vacíos en la proximidad de las intersecciones de los planos de corte. En los taladros verticales no hay sobre-perforación.
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7.2. VOLADURAS PARA PEDRONERÍA O ESCOLLERA En obras de ingeniería, como la construcción de diques, rompeolas y represas enrocadas, se necesitan materiales con dimensiones muy específicas, denominándose escollera a la de mayor tamaño. Producir bloques de gran tamaño difiere del banqueo convencional. Se debe conseguir un corte adecuado a nivel del piso y un despegue limpio a lo largo del plano que forman los taladros, con un agrietamiento mínimo de la roca por delante de dicho plano. Es importante conocer los sistemas de fisuras o diaclasas de la roca in situ para aprovechar estos planos de debilidad a favor de facilitar la rotura. Los parámetros para escollera son: - Altura de banco la mayor posible, usualmente 15 a 20 m. - Diámetros de perforación entre 75 y 115 mm. - Inclinación de taladros entre 5 y 10°. - Sobre-perforación: SP = 10 Ø. - Longitud de carga de fondo 55 Ø, con explosivos de elevada densidad de carga. - Relación entre el burden y espaciamiento: B/E = 1,4 a 1,7 En ocasiones hasta sobre 2. - Consumo específico en la zona de carga de fondo en función de la resistencia a compresión simple (Rc) de la roca: > 650 g/m3 para Rc > 100 MPa < 500 g/m3 para Rc < 100 MPa - Taco intermedio del orden de 1 m entre la carga del fondo y la de columna. - Densidad de carga en el plano de corte: 500 g/m3 para Rc > 100 MPa 250 g/m3 para Rc < 100 MPa - Carga de columna desacoplada, con una relación entre el diámetro de taladro y el diámetro de carga alrededor de 2. - Retacado, con una longitud de 15 Ø. - Secuencia de encendido instantáneo en toda la fila de taladros.
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PARTE II: VOLADURA CONTROLADA EN MINERIA SUBTERRÁNEA
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CAPITULO VIII: VOLADURA CONTROLADA EN TRABAJOS SUBTERRÁNEOS La voladura convencional en túneles y otros trabajos de subsuelo, además de dejar perfiles irregulares según el sistema de diaclasas de la roca, normalmente afecta a la estructura remanente a profundidades que pueden llegar hasta 2m maltratándola y debilitándola según su tipo y condición, lo que puede tener con- secuencias de inestabilidad o desprendimiento con el tiempo. Este maltrato es mayor cuando se dispara con cargas excesivas, o cuando no se mantiene una adecuada secuencia de encendidos y los taladros salen casi simultáneamente. En obras de ingeniería de cierta consideración, como los túneles de irrigación o de hidroeléctricas, que deben ser estables y que usualmente se cementan, el perfil periférico irregular es inconveniente, debiendo ejecutarse adecuadamente para obtener una pared final de superficie lisa. Para evitar este maltrato y obtener paredes de corte liso se emplean métodos de voladura periférica controlada. Para este caso usaremos el postulado de Holmberg para diseñar y calcular los parámetros de perforación y voladura para minería subterránea y tunelería. Para facilitar los cálculos en minería subterránea como en túneles, Holmberg ha dividido el frente en 5 secciones (A-E) diferentes. Cada una de estas secciones deben ser tratadas en una forma especial durante los cálculos; estas secciones son las siguientes: A B C D E
: : : : :
Sección de corte (cut) Sección de tajeo (stopping section) Sección de alza (stoping) Sección de contorno (contour) Sección de arrastre (lifters)
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Figura 8.1: Sección de un túnel mostrando las diferentes secciones establecidas por Holmberg La operación más importante en el proceso de voladura en túneles es la creación de la cara libre en el frente del túnel. A. EJEMPLO DE APLICACIÓN Para efectuar los cálculos apropiados a fin de diseñar la malla de perforación adecuada para la apertura del túnel usando voladura controlada, según los parámetros originales, emplearemos el Modelo Matemático de Holmberg, el diseño de túnel tendrá una sección de 5m x 5m lo cual es esencial para aplicar este modelo matemático 1. ESPECIFICACIONES TÉCNICAS : Tipo de roca Densidad : Diámetro de los taladros : Taladros de producción Taladro vacío :
III 2.7 TM/m3
: d = 45 mm Ø = 102 mm
Parámetros para voladura : Desviación de los taladros de contorno Desviación de la perforación = Desviación del empate
= 3º 12 mm/mm = 30 mm
2. CARACTERISTICA DEL EXPLOSIVO
Tipo de explosivo
:
SEMEXSA - 80 en cartuchos
Diámetros
:
28, 32, 38 mm
Calor de explosión
:
4.02 MJ/kg
Volumen normal de gases STP
:
0.916 m3 /kg
Velocidad de detonación (VOD)
:
4500 m/s
Presión de detonación (POD) :
107kbar
Poder rompedor o Brisance :
20 mm
Potencia relativa en peso (ANFO):
106
Constante de rocas
:
0.4
3. CÁLCULOS A. Potencia Relativa por Peso (S): Para poder calcular la potencia relativa por peso del explosivo, utilizaremos la siguiente formula:
S
5 Qe
1 V 6 Qe 0 6 V 0 40
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Donde: S = Qe = Qe0 = V = V 0 =
S
potencia relativa por peso del explosivo calor de explosión a usarse (MJ/kg) calor de explosión de la dinamita LBF (5 MJ/kg) volumen de gases liberados por el explosivo a ser usado (m 3 /kg) volumen de gases liberados por la dinamita LBF (0.850 m 3 /kg) a STP
5 4.02
1 0.916 6 5 6 0.85
S 0.85 Luego la Potencia Relativa por Peso del Semexsa – 80 usado relativo al ANFO será:
S S ANFO
0.85 0.84
1.01
B. Densidad de Carga del Explosivo:
D q 1200 4
2
10 6
(Kg. / m)
CARTUCHO (Ø en mm)
q (Kg. / m
28 32 38
0.73 0.95 1.34
C. Calculo del Avance: Para poder calcular el avance, primero tendremos que calcular la profundidad del taladro por medio de la siguiente formula:
H 0.15 34.1 D 39.4D 2
H 3.22m. Luego el avance será de:
I 0.95 H
I 3.06m. C. CALCULO DEL ARRANQUE 1
ER
CUADRANTE El Burden máximo es: 41
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B1 1.7 D B1 1.7 0.102 B1 0.17 m El Burden práctico es:
B1P 1.7 D H B1P 1.70.102 10 3..11 20 B1P 0.10m Pero como el burden práctico = 0.10 es mayor que 1 1/4’’, luego se usa la relación: 1.5
B I 55 1 D I 0.65kg / m
D c / 0.4 B 1 2 S ANFO
Comparando con la densidad de carga del explosivo con diámetro de 28 mm, el cual será suficiente para realizar la voladura.
También considerando un Taco:
T 1 10 T 1 0.45m
El ancho del 1er cuadrante:
a1 B1 F 2 a1 0.15m
El numero de cartuchos por taladro en el primer cuadrante:
Sabemos que los cartuchos a emplear en este primer cuadrante es Ø25 x 200mm, entonces:
Long cartucho .
N º cartuchos
H T 1
N º cartuchos 9.23cartuchos 2
DO
CUADRANTE Ancho entre taladros con desviación:
a2 B1P F 2 a2 0.05m
El Burden máximo para el 2do cuadrante será:
B 8.8 10
2
(a2 )(q)(S ANFO ) ( )(c)
- Bø28 0.12 m 42
VOLADURA CONTROLADA
- Bø32 0.14 m - Bø38 0.17 m
Por regla general según Holmberg, el burden máximo no debe exceder el doble del ancho entre taladros. B2 ≤ 2a2 y entonces Bø32 = 0,21m, ø32 x 200 son los mas sensibles en este cuadrángulo.
El Burden Practico:
B2 P 1.7 D H B2 P 0.07m
Longitud del taladro sin cargar, T:
T 2 10 T 2 0.45m
Distancia entre taladros, a 2º:
a2 B2 P
a1
2 2
a2 0.21m
Número de cartuchos de 32 X 200 mm:
Long.cartucho
N º cartuchos
H T 2
N º cartuchos 9.23cartuchos
3
ER
CUADRANTE Ancho entre taladros con desviación:
a3 B2 P
F 2 2
a1
a3 0.11m Se usa la carga de concentración para cartuchos de 38x200 mm = 1.36 kg/m.
Burden Máximo para ø38 mm:
B 8.8 10
2
(a3 )(q )(S ANFO ) ( )(c)
B 0.24m 43
VOLADURA CONTROLADA
Burden practico, B 3P:
B3 P 1.7 D H B3 P 0.17m
Longitud del taladro sin cargar, T 3:
T 3 10 T 3 0.45m
Distancia entre taladros 2º cuadrángulo , a 3º:
a3 B3 P
a2
2 2
a3 0.39m
Numero de cartuchos de 32 X 200 mm:
Long.cartucho
N º cartuchos
H T 3
N º cartuchos 9.23cartuchos 4TO CUADRANTE Ancho entre taladros con desviación:
a4 B3 P
F 2 2
a2
a4 0.29m Se usa la carga de concentración para cartuchos de 38x200 mm = 1.36 kg/m.
Burden Máximo para ø38 mm:
B 8.8 10
2
(a4 )(q )(S ANFO ) ( )(c)
B 0.40m
Burden practico, B 3P:
B4 P 1.7 D H B4 P 0.33m
Longitud del taladro sin cargar, T 3:
T 4 10 T 4 0.45m 44
VOLADURA CONTROLADA
Distancia entre taladros 2º cuadrángulo , a 3º:
a4 B4 P
a3
2 2
a4 0.74m
Numero de cartuchos de 32 X 200 mm:
Long cartucho .
N º cartuchos
H T 4
N º cartuchos 9.23cartuchos El largo para el lado de este cuadrángulo es 1,44 m el cual es comparable con la raíz cuadrada del avance. a4º ≤ √I 0.74 < 1.74
Por consiguiente, no hay necesidad para más cuadrángulos. D. ARRASTRES
El Burden en los taladros de arrastre se determina usando la misma formula para voladura de bancos:
B 0.9
q S ANFO c f E B
Donde: c
B 0.9
= f
constante de roca (0.4) = factor de fijación (1.45)
E B
=
relación de espaciamiento/burden (1)
0.73 1.11 0.4 1.45 E B
B 1.36m Esta fórmula es usada para casos en que el B 0.5 H 1.36 1.61 ; para otros casos es necesario bajar la concentración de carga.
El numero de taladros en el arrastre esta dado por:
ancho.tunel 2 HSen B
N Donde:
N H B
= = = =
número de taladros profundidad del taladro ángulo de desviación en el fondo del taladro (3º). Burden
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VOLADURA CONTROLADA
N 5.92 5taladros
El espaciamiento de los taladros E es calculado por la siguiente expresión:
E
ancho.tunel 2 HSen N 1
E 1.33m
Para taladros de la esquina, el espaciamiento esta dado por:
E ' E HSen ' E ' 1.17m
El Burden practico como función de γ y F esta dado por:
B ' B HSen ' B ' 1.14m
La longitud de carga de fondo (h ab ) necesaria esta dada por:
hab 1.25 B ' hab 1.43m
La longitud de carga de columna (h ac ), esta dada por:
hac H hab 10 hac 1.34m
Generalmente se recomienda cargas de columna, 70% de la carga de fondo:
L A 0.7 hab L A 1.0kg / m
Longitud de los taladros sin cargar, o sea el taco:
T A 10 T A 0.45m
Número de cartuchos de 38mm x 200mm:
H T A q
N º
N º 9.23cartuchos
Carga de distribución: 5 cartuchos de 38mm x 200mm para la carga de fondo y 4 cartuchos de 32mm x 200mm para la carga de columna.
E. CONTORNO - TECHO:
Espaciamiento, es calculado en función al diámetro: E cr = k Ø 46
VOLADURA CONTROLADA
E cr = 0.68 m El Burden B, de acuerdo a su ratio (E/B = 0.8):
Bcr = E cr /(E/B) Bcr = 0.84 m El Burden practico:
B pcr = Bcr - Hsin - F B pcr = 0.62 m En este caso la concentración de carga mínima por metro de taladro también es función del diámetro del taladro: 2
Lcr, = 90 Ø Lcr, = 0.18 kg/m Pero la concertación de carga para el explosivo 25 x 200 mm es de 0.73 kg/m la cual es considerablemente la mas adecuada y necesaria.
El numero de taladros en el contorno, esta dado por:
N cr = [(ancho del túnel+2Hsin -F)/(E cr )+2] Ncr = 8.10 8 taladros El numero de cartuchos empleados por taladros: Nº cr = H /l c Nºcr = 10.73
F. TAJEOS B y C Para calcular la carga (q) y el Burden (B) en estas zonas se utilizan los mismos métodos y formulas que para el cálculo de bancos usados en los arrastres con la única diferencia siguiente: En la sección B: En la sección C:
f = 1.45 f = 1.20
y y
E/B = 1.25 E/B = 1.25
La concentración de carga de columna debe ser igual al 50% de la concertación de la carga de fondo. SECCION B – PARED: Siendo la altura del túnel de 5m y desde los cálculos hechos es conocido que el arrastre tendrá un burden de 1.14 m, y los taladros del contorno tendrán un burden de 0.63 m. Esto implica que haya:
La altura del pilar: AH cw = AH - BLp - B pcr AHcw = 2.74 m a la izquierda en el contorno a lo largo de la cual se posicionaran los taladros de la pared.
Burden máximo., Bcw , E/B = 1,25; f =1,2: Bcw = 0,9 √(l ø38 s ANFO )/(ĉf(E/B)) Bcw = 1.34 m 47
VOLADURA CONTROLADA
Burden Practico, B pcw : B pcw = Bcw - Hsin B pcw = 1.12 m
- F
Numero de taladros en el contorno de la pared: N cr = [(ancho del túnel+2Hsin -F)/(E cr )+2] Ncr = 6 taladros
Espaciamiento, E cw : E cw = AH cw /2 E cw = 0.91 m
Longitud de la carga de fondo, h cwb: hcwb = 1,25 B pcw hcwb = 1.40 m
Longitud de la carga de columna, h cwc: hcwc = H - hcwb - 10Ø hcwc = 1.37 m
Longitud del taladro sin cargar, l cw : l cw = 10Ø l cw = 0.45 m
Número de cartuchos de 32 x 300mm:
Nº = (H - l cw )/l c Nº = 9.23 cartuchos 5 Cartuchos de ø38 x 200 para la carga de fondo y 4 cartuchos de ø32 x 200 son usados en la columna
SECCION C – TAJEO: El lado del 4to cuadrángulo en el corte es B = 1.42, y el burden practico para los taladros de las paredes fue determinado para ser 1.12m. Como la altura del túnel es 5m, entonces:
La longitud horizontal disponible para perforar es: DAst = ancho del túnel - B' 4º - 2(B pcw ) DAst = 1.36 m
Burden Máximo, Bst , E/B = 1,25; f =1,45 : Bst = 0,9 √(l ø38 s ANFO )/(ĉf(E/B)) Bst = 1.22 m 48
VOLADURA CONTROLADA
Burden Práctico, B pst : B pst = Bst - F B pst = 1.16m
La altura para el cuarto cuadrángulo era B'4º = 1,44 m, y esto determinará el espacio claro para los dos taladros que se vuelven 1,44m. PARA PROTEGER LOS TALADROS DE TAJEO: , E/B = 1,2; f =1,45 : Burden Máximo, B std Bstd = 0,9 √(l ø38 s ANFO )/(ĉf(E/B)) Bstd = 1.34m
Burden Práctico, B pstd : B pstd = Bstd - F B pstd = 1.29 m
La altura máxima del túnel se especificó para ser 5 m. Si nosotros substraemos la altura del cuarto cuadrángulo (1,44 m), la carga para los arrastres (1,14 m) y el taladro del techo (0,63 m), hay 1,79 m que dejó para un taladro del tajeo. La distancia disponible para la izquierda del taladro de tajeo es: DAstleft = altura del túnel - B' 4º - Blp - B pcr DAstleft = 1.83 m
Esto simplemente es un poco más del burden práctico, pero si los taladros del tajeo se ponen a 1,29 m sobre el corte, lo sobrante 0,06 m queda en toda la probabilidad se quite por el contorno sobrecargado. Luego, las fórmulas son usadas en el cálculo para tener un margen de seguridad que puede tolerar las pequeñas desviaciones. Tres taladros para el tajeo descendente se posiciona sobre el cuarto cuadrángulo. La distribución de carga para los taladros de tajeo es igual que para los taladros de la pared. Numero de taladros en el tajeo: N cr = [(ancho del túnel+2Hsin -F)/(E cr )+2] Ncr = 5 taladros
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Figura 8.2: Malla de perforación de la sección del túnel
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