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70 139

VOLADURAS DE PRE-CORTE EN LOS TAJEOS DE EXPLOTACION Tajeo abierto con techo cortado por precorte Perforación (precorte)

Carguío de cartuchos de dinamita espaciada para cortar el techo en tajeos abiertos, con perforación de taladros de alivio sin carga para mejorar j ell resultado lt d d dell corte t

Voladura

Altura máxima de perforación de anillos

Taladro sin carga

Taladro cargado

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140

VOLADURA CONTROLADA EN SUBSUELO

SOLUCION PERFIL DE EXCAVACION

FALLA

MOTIVO

Ninguna

Ninguna

Sobreexcavación general

Sobrecarga Fila anterior de taladros sobrecargados

Ninguna

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71 141

VOLADURA CONTROLADA EN SUBSUELO RESULTADO DE LA VOLADURA SOLUCION PERFIL DE ESCAVACION

FALLA

MOTIVO

Sobreexcavación alrededor de los taladros

La presión de taladro es superior a la resistencia dinámica a compresión de la roca

Disminuir la densidad linear de carga y aumentar el desacoplamiento

Sobreexcavación entre los taladros

Espaciamiento entre taladros demasiado pequeño

Aumentar el espaciado entre taladros

Roca sobresaliente entre los taladros

Espaciamiento excesivo entre los taladros

Reducir el espaciado entre taladros y aumentar ligeramente la carga

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142

PRESION DENTRO DEL TALADRO PB La presión de barreno, que es la presión ejercida en la expansión de los gases de detonación, puede estimarse para cargas acopladas a partir de la ecuación:

PB  228 x 10

6

VD 2 x Pc x 1  0.8 Pe

Donde: PB = Presión P ió de d barreno b (M ) (Mpa). Pc = Densidad del explosivo (g/cm3). VD = Velocidad de detonación (m/s).

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72 143

INTRODUCCION TEORIA DE LA VOLADURA CONTROLADA c RES c1

f

c

ROCA

fRES f1

fRES BARRENO

f c

c f S/2 S

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144

DIAMETRO DE LOS TALADROS En túneles y obras subterráneas los diámetros de perforación más utilizados varían entre 32 y 65 mm, realizándose algunas experiencias con barrenos de hasta 75 mm. En minería subterránea, y según el método de explotación, los diámetros varían entre 50 y 65 mm, como por ejemplo en el , llegando a los 165 mm en el y . Se ha comprobado que el radio del cilindro de la roca que rodea al barreno y es afectado por la voladura es directamente proporcional al diámetro del mismo, siempre que se mantenga una relación constante entre su longitud y diámetro. Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

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73 145

NIV VEL DE TE ENSION EN N LA ROCA

NIVEL DE TENSION PARA DISTINTOS DIAMETROS DE TALADRO Y CARGA 0,9 m

6”

DISTANCIA AL PUNTO DE OBSERVACION

1,0

0,75 0,50 0 25 0,25 0

PARED BARRENO

0,50 0,25

2”

0 PARED BARRENO

0,50 0,25 0

AIRE

0,50

PARED BARRENO

0,25 0

AGUA

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146

INFLUENCIA DEL DIAMETROS EN LOS COSTOS DE VOLADURA Sin embargo, y especialmente en trabajos subterráneos,, hayy q que tener en cuenta que un aumento del diámetro de perforación trae como consecuencia inmediata una elevación de los costes de sostenimiento de la roca, debiendo encontrar la combinación diámetro-carga del barreno que proporcione un coste de excavación y sostenimiento mínimo, como se oberva.

1,2

1,0

0,8

0,6

0,4

0,2

32

22

17

11

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74 147

PRESION DENTRO DEL TALADRO PB La presión de barreno, que es la presión ejercida en la expansión de los gases de detonación, puede estimarse para cargas acopladas a partir de la ecuación:

PB  228 x 10

6

VD 2 x Pc x 1  0.8 Pe

Donde: PB = Presión P ió de d barreno b (M ) (Mpa). Pc = Densidad del explosivo (g/cm3). VD = Velocidad de detonación (m/s).

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148

EFECTO AMORTECEDOR DOBRE LA PRESION PB El efecto amortiguador sobre , al expansionarse los gases en la cámara de aire, puede cuantificarse a partir del cociente entre el volumen de explosivo y volumen de barreno elevado a una potencia 1.2. que es aproximadamente el ratio de los calores específicos de los gases de explosión, así resulta:

V  PBc  PB x  e  Vb 

1, 2

  PB x  

d C1  D

2, 4

Donde: d = Diámetro de la carga. D = Diámetro del barreno. C1 = Cociente entre la longitud de la carga y la longitud del barreno (C1 = 1, para cargas continuas).

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75

DISEÑO DEL ESPACIAMIENTO PARA VOLADURA CONTROLADA

149

PBe x D  ( S  D) x RT S

D x ( PBe  RT ) RT

Donde: S = Espaciamiento entre barrenos. D = Diámetro del barreno. PBe = Presión de barreno efectiva. RT = Resistencia a tracción.

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150

DISEÑO PARA CONDICIONES DE TENSIONES IN SITU ALTAS Y ESPACIAMIENTO PARA RECORTE Si las tensiones in situ son altas, la ecuación anterior puede modificarse añadiendo las tensiones normales que actúan sobre el plano de precorte:

S

D x ( PBc  RT   N ) RT   N

En las voladuras de recorte, la relación entre la piedra y el espaciamiento debe ser:

B  1,25 x S Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

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76 151

ECUACION DE BERTA PARA DISEÑO DEL ESPACIAMIENTO

2 x PEs x Pe x d 2 S D RT x D Donde: S = Espaciamiento entre barrenos (mm) PEs = Presión específica (MPa) p (g/cm3) (g Pe = Densidad del explosivo d = Diámetro de la carga de explosivo (m) D = Diámetro del barreno (m) RT = Resistencia a tracción de la roca (Mpa)

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152

PROFUNDIDAD DE LOS BARRENOS PARA LA VOLADURA CONTROLADA En lo que se refiere al límite de profundidad en una voladura de precorte, teóricamente no existe, pero los problemas derivados de la falta de paralelismo de los barrenos son los que constituyen la verdadera limitación. Por ejemplo, para barrenos de 32 a 65 mm inclinados el limite suele estar entre los 15 y 20 m. desviaciones mínimas pueden conseguirse en barrenos de gran diámetro con perforadoras de martillón en fondo. En determinadas condiciones, los resultados de las voladuras de contorno pueden mejorarse con los barrenos guía, o vacíos, situados entre barrenos cargados en el propio plano de corte proyectado. proyectado En rocas competentes, la carga de todos los barrenos es generalmente más efectiva que la carga alterna de éstos, debido a que en este segundo diseño el espaciamiento debe reducirse significativamente y, por lo tanto, aumentar la perforación por unidad de superficie creada.

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77 153

DENSIDAD LINEAL DE CARGA EXPLOSIVA La determinación de la densidad lineal de carga de explosivo debe realizarse teniendo en cuenta las siguientes premisas:  Producir una p presión de barreno inferior a la resistencia dinámica a la compresión de la roca.  Controlar el nivel de vibración generado en la voladura que induce unas tensiones en la roca susceptibles de producir roturas en la misma. Fig. 25.18

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154

VELOCIDAD DE PARTICULA EN FUNCION DE LA CONCENTRACION LINEAL DE CARGA Y DISTANCIA m/s) CIDAD DE PARTICULA (mm VELOC

3000

3m

DS

2000 0.7

v(mm/s) = 700 Q(kg) x DS (m)

1000

0,2

0,5

1,0

1,5

1

-1,5

2,5 kg/m

2 DISTANCIA DS (m)

3

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78 155

CALCULO DE LA CANTIDAD DE EXPLOSIVO NECESARIO Para resolver el problema del corte de la roca a la cota o profundidad desea, la concentración de carga en el fondo del barreno debe ser el doble de la normal en una longitud igual a . Concentraciones de carga mayores provocarían agrietamientos y sobre excavaciones en el fondo de la superficie. Para el cálculo aproximado y rápido de la cantidad de explosivo necesario para diseñar una voladura de contorno pueden emplearse las siguientes expresiones:

a ) ql (kg g / m)  8,5 x 10 5 D (mm) 2

D (mm) b) qs (kg / m )  130 2

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156

DIAMETRO Y CONCENTRACION LINEAL DE CARGA 10

1,0

0,1

(Kg/m)

CONCENTRACION DE CARGA POR Ud. DE LONGITUD

10

(Ib/p pie)

1,0

0,,1

0,0 01

10

ql =k x D

2

100

Langefors and Kihlstro om

Du Pont

Gustafsson

C.I.L

1,0

DIAMETRO

10

(pulg)

(mm)

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79 157

CONCENTRACION LINEAL DE CARGA DE CORDON DETONANTE EN FUNCION DEL ESPACIAMIENTO La fórmula para calcular la densidad de carga en función de un espaciamiento prefijado es:

qI = 300. S2 Donde: qI = Densidad lineal de carga (g/m) S = Espaciamiento (m) Ejemplo.

¿Cuál debe ser la densidad lineal de carga en una voladura de recorte perforada con barrenos de 50mm y espaciados 40 cm?

qI = 300. 0,42 = 48 g/m = 50 g/m Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

158

RETACADO En rocas competentes, la longitud de retacado oscilará entre 6 y 10 veces el diámetro se realizará con el propio detrito de la perforación, auxiliándose con un tapón de papel o cotón en la base del mismo, según el diámetro del barreno. En rocas estratificadas y fracturadas se recomienda rellenar con material fino el espacio anular entre la carga de explosivo y la caña del barreno, a fin de aminorar la sobreexcavación por el efecto de cuña y apertura de los gases de explosión.

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80 159

DISTANCIA ENTRE EL PRE-CORTE Y LA ULTIMA FILA DE TALADROS La distancia entre el precorte y la última fila oscila entre 0,33 y 0,5 veces la piedra nominal de la voladura de producción. d ió E FILA DE PRODUCCION

V FILA DE PRODUCCION

0,5-0,8V

0,5-0,0E

FILA AMORTIGUADA

0,33-0,5V

PRECORTE

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160

ERRORES EN LA APLICACION DEL RECORTE a)

En el caso debido a una sobrecarga de las filas 1 y 2 se produce una sobre excavación fuera del perfil previsto y el recorte no resulta efectivo.

3

2 1 0 Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

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81 161

APLICACION CORRECTA DEL RECORTE b)

En este caso se han elegido unas densidades de carga correctas y se consiguen los resultados previstos.

3 2 1 b Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

162

TECNICAS DE VOLADURA CONTROLADA EN DESARROLLO a) Cargas especiales de acoplamiento lineal. b)) Barrenos con estalladuras. c) Cargas entubadas con aristas abiertas. t1

t2

t3

t4

p

p

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82 163

150

74

100

N SP

a) PRESION DE BARRENO (MPa

MEJORA DEL RENDIMIENTO DE LAS CARGAS DE LOS BARRENOS CON ENTALLADURA

50

RIT GU

50

100

150

3

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164

DAÑOS POR EFECTO DE VOLADURA Y LA GEOMETRIA DEL TUNEL

Zona de tolerancia

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83 165

CAUSAS DE SOBRE-EXCAVACION (DAMAGE TO TUNNEL WALL, DTW)  Causas operacionales • Tipo de explosivo y factor de potencias • Concentración de carga explosiva • Tiempo de retardo • Plano de voladura • Error o desviaciones en la perforación • Diámetro y largo de los taladros con carga y sin carga  Causas geotécnicas y de divergencia geotécnicas • Orientación, espaciamiento y relleno de diaclasas, resistencia de la roca, efectos de la tensión «in situ», situ» agua subterránea • Divergencia de los taladros para obtener la localización de la sección del túnel proyectado (0.20m por 1m de avance) y está relacionado con el espacio mínimo para posicionamiento del jumbo

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166

TIPOS DE SOBRE-EXCAVACION Comprimento da pega Furo real

+

Periferia do túnel

1

Posicao do furo

+

+

+

+

+

+

+ +

+

+

+

+

+

Posicao do furo

Contorno real 2

+

+

+

+ +

+

+ +

+

+ +

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84 167

ECUACION DE LA SOBRE-EXCAVACION PERIFERICA POR DIVERGENCIA PERIFERICA

 P  SEd (%)   t 0,01L2  0,0001 100  S .L  Donde: Sobre-excavación debido a la divergencia periférica, SEd, perímetro í d la de l sección ió del d l túnel, ú l Pt, sección ió de d excavación de proyecto del túnel, S, y avance por disparo del túnel, L, teniendo en cuenta que el desvío de tolerancia es de 0,20m para avance de 1 metro de túnel. Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

168

COMPORTAMIENTO DE LA DIVERGENCIA PERIFERICA

Divergencia Periférica (%)

25 20 15

y = 20x 1 R2 = 1

10 5 0 0

1

2

3

4

Comprimento do furo (m)

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85 169

SOBRE-EXCAVACION DEBIDO A CAUSAS GEOLOGICAS, GEOTENICAS Y OPERACIONALES

SE go (%)  a  b.Pf  c.LnQ Donde: La sobre-excavación debido a causas geológicas, geotécnicas y operacionales, SEgo, carga específica periférica, Pf, calidad del macizo rocoso, Q. Las letras a,b,c son factores que incluyen la concentración de la carga explosiva, retardo, plano de voladura, errores de perforación, diámetro y largo de los taladros con carga y sin carga.

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170

CARGA ESPECIFICA PERIFERICA

Dónde: Carga periférico específico, Pf, área de la sección periférica, Ap, largo del procederá a ti tiros, L CANTIDAD de L, d periféricos taladros, nf, y la carga explosiva por taladro, qf.

A p .L Sobreesccavacao geológica, geotécnicca e operacional

Pf 

n f .q f 25,000 Pf=0,506 kg/m3- Galería 1 Pf=0,490 kg/m3- Galería 2

20,000 15,000 10,000 5,000 0,000 0,00

20,00

40,00

60,00

80,00

Qaulidade do macico, Q(Barton)

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86 171

LIGHTNING METHOD FOR OVERBREAK ANALYSIS

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172

LIGHTNING METHOD FOR OVERBREAK ANALYSIS

The light sectioning method was developed to quantify the volumes of rock involved. The method makes use of a radially projected then beam of light

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87 173

LIGHTNING METHOD FOR OVERBREAK ANALYSIS

When projected in a tunnel, and imaged from a distance, the beams highlights the profile of this drift in a Canadian mine Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

174

LIGHTNING METHOD FOR OVERBREAK ANALYSIS

Image processing techniques can be used to calculate the volume of excavated material. Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

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88 175

LIGHTNING METHOD FOR OVERBREAK ANALYSIS

Image processing techniques can be used to measure overbreak, as in this example from the Mexican tunnels. The measured tunnel profile is overlain onto the design profile. Overbreak (blue) and underbreak (yellow) are defined outside of the of the specified tolerance (green) of the design. Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

176

LIGHTNING METHOD FOR OVERBREAK ANALYSIS

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89 177

CASO ESTUDIO EN GALERIAS DE ADUCCION 1 Y 2 DE LA PRESA DE ALQUEVA - PORTUGAL

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178

LEYENDA DEL PLANO ANTERIOR LEGENDA ZONAMIENTO DE SUPERFICIE - ATERROS, CONSTRUCOES E MATERIALS DIVERSOS

ELEMENTOS GEOLOGICOS - ESTRUCTURAS

- LIMITE GEOLOGICO

- AFLORAMIENTOS DESPERSOS

- FALLO CON AFICIÓN INDICACIÓN NORMAL Y POSSANCA REAL (APAGADO CON UN COMPONENTE DE ASOCIADOS)

- AFLORAMIENTOS SUMERGIDA

- PIZARRA VERDE W2-3 / F2-4

(0.3 0. 5m

)

(0.3 0.5m

)

- PIZARRA VERDE 3-4 / F4-5

- FALLA INVERSA QUE INDICA INCLINACIÓN POSSANCA Y REAL (APAGADO CON UN COMPONENTE DE ASOCIADOS)

- LA ESTRATIFICACIÓN QUE INDICA UN SESGO

- ESQUISTOSIDAD CASA DE FRACTURA (5%) - PIZARRA VERDE W4-5 / F4-5 RESIDUAL DEL SUELO

s

- TALUDE DE EXCAVACION CON CONCRETO PROYECTADO

s METAVOLCANO SEDIMENTARIO COMPLEJO DE MORO FICALHO

- LINEACIÓN L1 INTERSECT (50/51) CON LA ERRADICACIÓN DE PREJUICIOS - BISAGRAS DE LOS PLIEGUES DE FASE CON LA INDICACIÓN PRINCIPAL VARISCO DE SESGO - DIACLASAS VERTICALES - DIACLASAS CON INDICACIÓN DE SESGO

- PIZARRA VERDE

- ESQUISTO VERDE ENCIMERAS DE CUARZO INTERDIGITADA

s1

- DIACLASAS CON INDICACIÓN DE SESGO

ROCAS FILONIANAS - ESPESOR VARIABLE DYKE FELISITICO ENTRELOS A 0,3 m

- EJES DE GALERÍAS Y LA EXCAVACIÓN DEL LÍMITE CENTRAL

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90 179

EJEMPLO DEL PLANO DE VOLADURA EN LA GALERIA DE ADUCCION 1 Galería de Aducción 1 06-02-10/02:00 NOCHE Pk 121.7 414

DATA/HORA (Pronostico)

Area de sección periférica A

TURNO LOCAL

26

26

26

26 26 26 26 26 26 26 26

26

9

10

28

28

28

26

26

26

26

26

10

26 10 26 12 9 26 8 9 26 6 8 12 26 4 1 9 8 26 5 2 26 12 3 10 1 9 8 26 26 10 12 9 8 26 26 12 9 10 26 26 10 10 14 14 26 26 16 16 14 26 30

PLANO DE FUEGO N 2

26

10 9 3

8 8 8

9

9 10

9 10

16

14 26

26

26

Area Teórica

26 12 26 26 12 26 9 26 26 10 12 26 26 10 12 26 26 12 26 26 14 26 26 26 16

9

2 5 4

26

Datos Técnicos

28

28

28

Volumen Teórico Diámetro de Perforación Diámetro del orificio de alivio Profundidades de Perdoración Números de agujeros (total) Caldera Alivio agujero Auxiliares Cangrejo Contorno Total Perforado Carga por agujero Caldera Auxiliares Cangrejo Contorno Cordón detonante 6g 40g Carga total / ciclo Carga Instantánea Máxima

30

V = 640,78 .Q0.2969 .D-1.2295 Frenta distancia desde la superficie de descarga Frenta distancia desde la salida del fondo

125,1 m 332,9 m

V = 4,5 mm/s V = 1,4 mm/s

Un.

Tipo de Sección.

m2 m3 mm mm m

m

70,8 283,2 42 110 4 129 12 2 54 13 48 516

kg kg kg kg

3,57 2,643 3,57 0,714

m m kg kg

30 135 266,244 34,272

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EJEMPLO DEL PLANO DE VOLADURA EN LA GALERIA DE ADUCCION 2

180

Galería de Aducción 2 DATA/HORA (Pronostico) TURNO

Area de sección periférica AP

10

10

10

10

10

10

10

10

PLANO DE FUEGO N 2

10

10

10

10

9

9 10

8

9

10

8

10

10 10 10

10

10 30

26

10 24

7

4

9 24

1

14

10

9

7

10

8

3

9 8

7

4

10 10

8

7

10

9

10 10

7 20

10 10

10

9

7 20

10 13

2 6

3 8

6 1

2

5

7

10

14

9

7

7

8

9

14 12

10 9 9

10

14

10

10 9 9

10

14

10 12

10

Area Teórica

10

12

12 14

10

12

12

14

10

14

12

10

Un.

Tipo de Sección.

m2 m3 mm mm m

61,2 244,8 42 110 4

m

131 12 2 64 12 41 524

kg kg kg kg

2,975 2,635 4,284 0,544

m m kg kg

22 122,4 278,052 31,62

10

14

14 14

10

Datos Técnicos

10

10

10

15-09-09/20:00 DIA Pk 308.6 174

LOCAL

8

20

20

9

24

10

10

24

26

10 30

V = 640,78 .Q0.2969 .D-1.2295 Frenta distancia desde la superficie de descarga Frenta distancia desde la salida del fondo

180,1 m 224,2 m

V = 3,0 mm/s V = 2,3 mm/s

Volumen Teórico Diámetro de Perforación Diámetro del orificio de alivio Profundidades de Perdoración Números de agujeros (total) Caldera Alivio agujero Auxiliares Cangrejo Contorno Total Perforado Carga por agujero Caldera Auxiliares Cangrejo Contorno Cordón detonante 6g 80g Carga total / ciclo Carga Instantánea Máxima

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91 181

CASO ESTUDIO EN TUNEL 1 Y TUNEL 2 DE LA PRESA DE ALQUEVA - PORTUGAL Coeficiente de sobrecarga A

b

c

1,521

30,303

2,657

R2 74%

SE go ((%))  1,521  30,303.Pf  2,657.LnQ Q

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182

ESPESOR DE SOBRE-EXCAVACION MAXIMA PAGADA POR EL DUEÑO DE LA OBRA Método de excavación Perforación y voladura con explosivos (perforación y voladura) Siega (rozadora) Suelo sin protección (suelo, sin blindaje) Escudo (escudo)

TBM

D: Línea de sobre-excavación pagada por el dueño de la obra (Norma Suiza SIA 198)

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92 183

COMPRACION DE LA SOBRE-EXCAVACION MEDIDA COM LA CALCULADA

G l i Galeria

M did (%) Medida

C l l d (%) Calculada

dif diferencia(%) i (%)

Aducción 1

14,825

15,885

+ 1,06

Aducción 1

14,315

13,436

- 0,879

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184

DIVERSOS TIPOS DE SOBRE-EXCAVACION Y EL VALOR TOTAL COMPARADO CON LA NORMA DE SUIZA – GALERIA DE ADUCCION 1 19,92

A

Sobrecargao

26

B

18,38

24

16,85

22

15,32

20

13,79

18

12,23

16

10,72

14

9,19

12

7,66

10

6,13 4,60

8 6

XX X X X X

XXX X

X X XX X X XX X X X XXX X X XX X X X X XX X X X X X X X X

X XX XX

X X X XX

1,53

X X X XX X XX X X X X X X X X X X X XXX X X X X X X X X X X X X X X X X

4

3,06

2

1,53

Sobrecargao (m 3 /m)

28

0 100

150

200

250

La longitud del túnel, pk

Norma Suiza: 0,4 m Sobreescavación media calculada X Divergencia sobrecargar

300

350

400

450

Norma Suiza: 0,61 m Media sobrecargar medido Divergencia sobrecargar + operacional

Divergencia sobrecargar + geotécnico operacional

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93 185

DIVERSOS TIPOS DE SOBRE-EXCAVACION Y EL VALOR TOTAL COMPARADO CON LA NORMA DE SUIZA – GALERIA DE ADUCCION 2 A

Sobrecargao

26

B

19,92

C

18,38

24

16,85

22

15,32

20

13,79

18

12,23

16

10,72

14

9,19

12

7,66

10

6,13

8

4,60

6

1,53

4

3,06

2

, 1,53

Sobrecargao (m 3 /m)

28

0 50

100

150

200

250

300

350

400

450

La longitud del túnel, pk

Norma Suiza: 0,4 m Sobreescavación media calculada Divergencia sobrecargar Divergencia sobrecargar + geotécnico operacional

Norma Suiza: 0,61 m Media sobrecargar medido Divergencia sobrecargar + operacional

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186

DISTRIBUCION DE LOS TIPOS DE SOBREEXCAVACION EN LA GALERIA DE ADUCCION 1 (A) Y GALERIA DE ADUCCION 2 (B)

0,186

b)

a)

15,581

38,665

Divergencia Periférica

Divergencia Periférica

Operacional (%) Geotécnica (%)

45,713 54,101

Operacional (%) Geotécnica (%)

45 760 45,760

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94 187

3. DISEÑO DE VOLADURA PARA EVITAR DAÑO A ESTRUCTURAS

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188

VARIABLES QUE AFECTAN LAS VIBRACIONES GEOLOGIA LOCAL Y CARACTERISTICAS DE LAS ROCAS En los macizos rocosos homogéneos y masivos las vibraciones se propagan en todas las direcciones, pero en estructuras geológicas complejas, la propagación de las ondas puede variar con la dirección y por consiguiente presentar diferentes índices de atenuación o leyes de propagación. La presencia de suelos de recubrimiento sobre substratos rocosos afecta, generalmente, a la intensidad y frecuencia de las vibraciones. Los suelos tienen unos módulos de elasticidad inferiores a los de las rocas y, por ello, las velocidades de propagación de las ondas disminuyen en esos materiales. La frecuencia de vibración disminuye también, pero el desplazamiento aumenta significativamente conforme los espesores de recubrimiento son mayores.

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95 189

FRECUENCIAS DOMINANTES EN OPERACIONES CON VOLADURA PORCENTAJE DE CASOS (X 100) 0 10 20 30

MINAS S DE CRBON

CANT TERAS

90 100 110 120

OBRA AS PUBLICAS

40 50 60 70 80 FRECUENCIA H2

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190

FRECUENCIAS DOMINANTES EN OPERACIONES EN MINAS DE CARBON Y CANTERAS  Estudios estadísticos realizados sobre más de 2700 registros realizados por Nobel´s Explosive Compay Limited, se observa que el 90% de las voladuras en minas de carbón producen frecuencias inferiores a 20 Hz. La cantidad de voladuras en canteras dan lugar a frecuencias entre 4 y 21 Hz en un 80%.

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96 191

VARIABLES QUE AFECTAN LAS VIBRACIONES PESOS DE LA CARGA EXPLOSIVA La magnitud de las vibraciones terrestres y aéreas en punto determinado varía según la carga de explosivo que es detonada y la distancia de dicho punto al lugar de la voladura. En voladuras donde se emplea más de un número de detonador es la mayor carga por retardo la que influye directamente en la detonador, intensidad de las vibraciones y no la carga total empleada en la voladura, siempre que el intervalo de retado sea suficientemente grande para que no existan interferencias constructivas entre las ondas generadas por los distintos grupos de barrenos. El peso de la carga operante es el factor individual más importante que afecta a la generación de las vibraciones. La relación que existe entre la intensidad de las vibraciones y la carga g es de tipo p p potencia,, y así p por ejemplo j p p para velocidad de partícula se cumple:

Según U.S. Bureu of Mines a=0.8

V  Qa

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192

VARIABLES QUE AFECTAN LAS VIBRACIONES DISTANCIA AL PUNTO DE VOLADURA La distancia a las voladuras tiene, al igual que la carga, una gran importancia sobre la magnitud de las vibraciones. vibraciones Conforme la distancia aumenta la intensidad de las vibraciones disminuye de acuerdo a una ley del tipo:

V

1 Db

Donde el valor de , según el U.S. Bureau of Mines, es del orden de 1,6. Otro efecto de la distancia es el debido a la atenuación de los componentes de la onda de alta frecuencia, ya que la tierra actúa como un filtro pasa-baja. Así a grandes distancias de las voladuras, las vibraciones del terreno contendrán más energía en el rango de las frecuencias bajas.

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97 193

EFECTOS DE LA DISTANCIA Y FALLAS EN LA VELOCIDAD DE VIBRACION DE PARTICULAS

a. EFECTO DE LA DISTANCIA

b. EFECTO DE LA GEOLOGIA Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

194

INFLUENCIA DEL CONSUMO ESPECIFICO EN LAS VIBRACIONES Frente a problemas de vibraciones, algunos usuarios plantean l t reducir d i ell consumo específico ífi d las de l voladuras, l d pero no hay nada más alejado de la situación de nivel mínimo, pues se han llegado a registrar voladuras en las que bajando el consumo de explosivo un 20% con respecto al óptimo, los niveles de vibración mediados se han multiplicado por 2 y por 3, como consecuencia del gran confinamiento y mala distribución espacial del explosivo que originan una falta de energía para desplazar y esponjar la roca fragmentada.

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98 195

TIPO DE EXPLOSIVO Y LA VELOCIDAD DE VIBRACION DE LAS PARTICULAS Así, pues, la primera consecuencia práctica es que aquellos explosivos l i que generan presiones i d barreno de b más á bajas b j provocarán niveles de vibración inferiores. Estos explosivos son los de baja densidad y baja velocidad de detonación, por ejemplo el ANFO. Si se compara una misma cantidad de ANFO con un hidrogel común, o un hidrogel aluminizado, la intensidad de las vibraciones generadas por el primero es 2 veces y 2,4 2 4 veces menor respectivamente. respectivamente Tal afirmación ha sido corroborada por diversos técnicos como Hagan y Kennedy (1981), Matheu (1984), etc.

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196

VE ELOCIDAD DE PARTICULA (mm/s)

INFLUENCIA DEL CONSUMO ESPECIFICO EN LA VELOCIDAD DE LAS PARTICULAS 150

125

100

75 RIESGO DE PROYECCIONES

50

25

0,25 0,3 0,4 0,5 0,35 0,45

1

1,5

2

2,5 3

CONSUMO ESPECIFICO (Kg/m3 )

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99 197

TIEMPOS DE RETARDO Y VELOCIDAD DE VIBRACION En lo relativo al tiempo mínimo de retardo para eliminar las interferencias constructivas o con efectos sumatorios, en los primeros estudios realizados por Duvall et al (1963) se proponían intervalos de 8 ms y 9 ms, calculados a partir de los experimentados llevados a cabo en canteras de caliza. Langefors (1963) señala que con intervalos mayores de 3 veces el período de vibración puede suponerse que no existe colaboración entre barrenos adyacentes detonados de forma secuenciada, debido a la amortiguación de las señales. Wiss y Linehan (1978) sugieren un tiempo de retardo nominal entre períodos de retardo sucesivos de 17 ms, para eliminar el efecto sumatorio de las vibraciones.

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198

ECUACION PARA LA DETERMINACION DEL TIEMPO DE RETARDO

S x cos  te  t n  VC Donde: te = Tiempo de retardo efectivo. tn = Tiempo de retardo nominal. S = Espaciamiento E i i t entre t barrenos. b VC = Velocidad de propagación de las ondas sísmicas.  = Angulo entre la línea de progresión de la voladura y la posición del captador.

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100 199

VELOCIDAD D MAXIMA DE PARTICUL LA (mm/s)

VELOCIDAD DE VIBRACION DE PARTICULAS EN FUNCION DEL TIEMPO DE RETARDO 12

9

6

3

6

12

18

24

30

TIEMPO DE RETARDO (ms)

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200

VARIABLES GEOMETRICAS DE LA VOLADURA DIAMETRO Y ALTURA DE CORTE La mayoría de las variables geométricas de diseño de las voladuras tienen una considerable influencia sobre las vibraciones generadas. Algunos comentarios al respecto son los siguientes:  Diámetro de perforación. El aumento del diámetro de perforación es negativo, pues la cantidad de explosivo por barreno es proporcional al cuadrado del diámetro, resultando unas cargas operantes en ocasiones muy elevadas.  Altura de banco. Debe intentarse mantener una relación H/B >2 para obtener una buena fragmentación y eliminar los problemas de repiés, al mismo tiempo que se reduce el nivel de las vibraciones por estar las cargas menos confinadas. Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

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101 201

VARIABLES GEOMETRICAS DE LA VOLADURA DE PIEDRA Y ESPACIAMIENTO  Piedra y espaciamiento. Si la piedra es excesiva los gases de la explosión encuentran resistencia para fragmentar y desplazar la roca y parte de la energía del explosivo se transforma en energía sísmica aumentando la intensidad de las vibraciones. Este fenómeno tiene su manifestación más clara en las voladuras de precorte, donde el confinamiento es total y pueden registrarse vibraciones del orden de cinco veces superiores a las de una voladura convencional en banco. Si la dimensión de la piedra es reducida los gases se escapan y expanden hacia el frente libre a una velocidad muyy alta,, impulsando p a los fragmentos g de roca proyectándolos de una forma incontrolada y provocando además un aumento de la onda aérea y el ruido. En lo relativo al espaciamiento, su influencia es semejante a la del parámetro anterior e incluso sudimensión depende del valor de la piedra.

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202

VARIABLES GEOMETRICAS DE LA VOLADURA DE PIEDRA Y NIVEL DE VIBRACION B » 60 D IV = INTENSIDAD DE VIBRACION IV MUY GRANDE (a) B = 60 D

IV GRANDE (b) Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

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102 203

VARIABLES GEOMETRICAS DE LA VOLADURA DE PIEDRA Y NIVEL DE VIBRACION B = 40 D

IV MEDIA

B = 20 D

IV BAJA PERO GRAN EFECTO DE ONDA AEREA

(d)

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204

VARIABLES GEOMETRICAS DE LA VOLADURA SOBREPERFORACION Y RETACADO  Sobreperforación. Cuando se utilizan longitudes mayores a las necesarias, necesarias cada sección adicional colabora con una cantidad de energía cada vez menor en el cizallamiento y movimiento de la roca en la base, y por lo tanto un porcentaje cada vez mayor de la energía desarrollada por el explosivo se convierte en vibraciones del terreno, generando paralelamente un gasto superfluo en perforación y explosivos, y dejando un piso irregular.

 Retacado. R t d Si la longitud de retacado es excesiva, además de presentar problemas de fragmentación, se aumenta el confinamiento, pudiendo a dar lugar a mayores niveles de vibración

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103 205

VARIABLES GEOMETRICAS DE LA VOLADURA INCLINACION TALADROS Y TAMAÑO VOLADURA Inclinación de los barrenos. barrenos Los barrenos inclinados permiten un mejor aprovechamiento de la energía al nivel del piso, consiguiéndose incluso una reducción de las vibraciones. Tamaño de las voladuras. Las dimensiones de las voladuras están limitadas, por un lado, por las necesidades de producción, y por otro, por las cargas máximas operantes determinadas en los estudios vibrográficos a partir de las leyes de propagación, tipos de estructuras a proteger y parámetros característicos de los fenómenos perturbadores.

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206

VARIABLES GEOMETRICAS DE LA VOLADURA DESACOPLAMIENTO  Desacoplamiento. Experiencias llevadas a cabo por Melnikov, empleando desacoplamientos del 65 al 75 %, demuestran que se mejora la fragmentación y la uniformidad de la granulometría, y que se disminuye el porcentaje de voladura secundaria entre 2 y 10 veces, así como el consumo especifíco de explosivo y la intensidad de las Vibraciones del terreno. En la E l Fig. Fi debida d bid a Atchison At hi (1970) se ve la l influencia i fl i del d l desacoplamiento (relación entre el diámetro de la carga y el diámetro del barreno) sobre la intensidad de las vibraciones.

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104 207

TENSION RELATIVA O IN NTENSIDAD DE VIBRACIO ON

VARIABLES GEOMETRICAS DE LA VOLADURA INTENSIDAD DE VIBRACION Y DESACOPLAMIENTO 1,0 0,8 0,6

GRANITO LITHONIA CALIZA BACYRUS

0,4

CALIZA MARION YESO WINNFIELD

0,2 0,10 0,08 0,06

PENDIENTE = -1,5

0 04 0,04 0,02 0,01

1

2

4

6 8 10

20

40

60

100

DESACOPLAMIENTO

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208

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION DUVALL ET AL (1959-1963) - USBM USBM : V = K (D/Q1/2)-B ………………………………… (1) Where: V = Peak particle Velocity D = Distance of measuring point Q = Maximum Charge per delay in a round Blast B = Slope of the best- fit straight line of the V versus D/Q1/2 plot in a long – log scale, and K is the intercept on the particle velocity axis when D/Q1/2 = 1

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105 209

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION LANGERFORS – KIHLSTROM (1973) Langerfors – Kihlstrom (1973) suggested the following p for various charging g g levels {( {(Q/D3/2)1/2} to relationship estimate Peak Particle Velocity. LFKH : V = K {(Q/D3/2)1/2}B …………….………….(2) B is the slope of the best – fit straight line of the V versus (Q/D3/2)1/2 plot in a log – log scale and K is intercept on the ordinate.

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210

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION AMBRASEYS – HENDROM For spherical symmetry, Ambraseys – Hendron (1968) suggested that any linear dimension should be called to the cube root of the charge weight. They also proposed an inverse power law to relate amplitude of seismic waves and scaled distance. The equation is : AMHEN : V = K (D/Q1/3)-B

……………………. (3)

The empirical constants K and B are derived from the best – fit straight line of V versus (D/Q1/3) in log – log plot.

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106 211

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION INDIAN STANDARD EQUATION The empirical relation suggested by Indian Standard (1973) uses a parameter in which blast is scaled to the equivalent di t distance or scaled l d distance. di t It is i defined d fi d as the th actual t l distance divided by the cube root of the square of the charge weight. The relationship is of the following form : IS : V = K = (Q2/3/D)B ……………………………… (4)

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212

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION CMRS PREDICTOR EQUATION CMRS has established an efficient blast vibration predictor (pPal Roy. 1991) based on wave propagation law. The equation considers only geometrical spreading as the cause of the decrease amplitude of ground vibration. The equation is –

V = n + K (D/Q1/2)-1 ……………………………… (5) The empirical constants ‘’n’’ is related to the category of parameters, which are influenced by rock properties and geological discontinuities. But the empirical constant ‘’k’’ is related to the category of parameters which are influenced by design parameters including charge weight, distance from the explosion source, charge diameter, delay interval burden, interval, burden and spacing, spacing sub drilling and stemming length. length Table 1.9 1 9 lists the values of empirical constants as well as the index of determination for different type of rock mass insitu. The CMRS equation involves a very simple calculation for the determination of charge per delay at any specific distance and the equation is as follows.

Q = [{D(v-n)}/K]2 Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

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107 213

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION RESUMEN Nombre de la ecuación predictor

Ecuaciónes

USBM (Duvall and Fogelson Fogelson, 1962) Ambraseys - Hendron (1968) Langefors - Kihlstrom (1978) Indian Standard Predictor ((1973)) Donde v es la velocidad de las partículas de pico (mm / s), la Q MAX carga máxima por retardo (kg), R la distancia entre explosión de cara a punto de control de vibraciones (m), y K y B las constantes de sitio, que puede ser determinada por múltiples análisis de regresión. Dr. Vidal Navarro Torres – Consultor Intercade

214

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION HENDRON (1968) Y DOWDING (1971) Donde: V = Velocidad de partícula. DS = Distancia. Q = Carga máxima por retardo. k, n = Constantes empíricas.

 DS  v  K x  1/ 3  Q 

n

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108 215

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION DEVINE Y DUVALL (1963) Si se utilizan cargas de explosivo cilíndricas, se ha visto por análisis dimensional que las distancias deben ser corregidas id di idié d l dividiéndolas por la l raiz i cuadrada d d de d la l carga, Devine (1962), Devine y Duvall (1963), llegándose a definir la siguiente ley de propagación. Fig. 33.20:

 DS  v  K x  1/ 2  Q 

n

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216

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION HOLMBERG Y PERSON (1978) VELOCIDAD DE PARTICULA (mm / s) 163,5 mm / s

-1,45

V (mm / s) = 323 (D/Q½ )

43m.

DISTANCIA (m)

 Otros como Atewel et al (1965) Holmberg y Persson (1965), (1978), Shoop y Daemon (1983) no consideram una simetría de carga particular y utilizan la siguiente expresión general:

v  K x Q a x DSb

38 kg CARGA MAXIMA POR RETARDO (kg)

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109 217

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION ECUACION DE DEVINE La ecuación de Devine es comúnmente utilizada para modelar el comportamiento de las vibraciones productos de tronaduras en campo lejano. La misma, relaciona la PPV(mm/s) con el peso de la carga explosiva l i W (kg) (k ) detonada d t d en forma f i t tá instantánea y la l distancia di t i d(m) al punto de observación. Los valores K y α representan las características de comportamiento vibracional del terreno. Dicha ecuación se presenta a continuación:  d  PPV  K x  1/ 2  W 



L figura La fi 8 grafica fi los l resultados lt d y la l ecuación ió de d ajuste j t del d l Modelo M d l de Devine, que caracteriza el comportamiento vibracional del terreno de la unidad geotécnica donde se realizó el ensayo, está representada por: 1.9358  d  PPV  1211.3 x  1/ 2  W 

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218

MODELOS DE PROPAGACION DE LA VIBRACION GRAFICO DE LA ECUACION DE DEVINE Modelo de Vibraciones Campo Lejano (Devine) Prueba Especial - Sector F5S Mina Los Bronces

30

PPV = 1211.3 (Dist/W

0.5 -1.9358