RESUMEN: A partir de la información realista, se analiza cómo las técnicas de voladura pobres (malas) producen un aumento de las necesidades de soporte y refuerzo en la deriva para fines mineros. Un enfoque básico ha sido desarrollado y aplicado, basado en el hecho de que el descenso en la calidad geomecánica de la masa de roca se puede cuantificar de acuerdo con el parámetro D tal como se propone por Hoek et al. (2002) y, a continuación, el soporte y refuerzo se calcula de acuerdo a la técnica de confinamiento de convergencia. Una estimación directa de la disminución de la calidad de la masa de roca, de acuerdo con el sistema Q también se puede aplicar. El aumento del apoyo y refuerzo se cuantifica en términos económicos, a raíz de los datos reales de minería peruana. Los resultados obtenidos indican que una mejora en la calidad de voladura puede reducir los gastos de soporte y refuerzo en las minas

TRODUCCIÓN

tasas de avance en galerías a menudo no son tan buenos como se esperaba. Desarrollo galerías rápida permite un rápido acceso a los cuerpos de mineral, lo que puede mejorar altamente su valor. Esto tiende a ser crítica para los métodos de minería particulares, tales como (block caving ). Algunas compañías mineras planean hundimiento por bloques debido a su largo plazo de bajo costo de producción. Algunos otros tienen miedo de una posible caída en los precios de los metales, y prefieren utilizar enfoques de arriba hacia abajo, como sub level caving.

Una parte significativa de los costos de deriva de apoyo y refuerzo. En caso de cualquiera de este enfoque de apoyo o alcanzar fracaso o si el colapso cara galería , a continuación, la galería y apoyo necesitan ser rehabilitados. A menudo, esto aumenta los costos mucho más que la instalación inicial, debido a la pérdida de acceso, el tiempo de inactividad de la zona, el potencial de lesiones y pérdida de ingresos. Algunos tipos de colapso, la deformación severa y squeezing en derivas mineras como se muestran en la Figura 1.

Excavaciones subterráneas en la minería están diseñados para durar un tiempo limitado (algunos meses a años), mientras que en la ingeniería civil que están diseñados para durar más tiempo (un centenar de años). Esta consideración se puede derivar de enfoque Q de Barton, lo que representa el llamado ESR Por lo tanto, problemas de estabilidad son mucho más comunes en las derivas de minería que en túneles civiles.

Otro tema en algunas minas subterráneas, donde las galerías se realizan por un contratista y donde el apoyo y refuerzo se instalan de personal de la mina, es que mientras que el principal objetivo de la contratista es avanzar muy rápidamente, esto puede dar lugar a la aplicación de la no técnicas de voladuras cuidadosas que causan daños en el macizo rocoso que rodea la deriva y, en última instancia, aumentan el costo del apoyo y refuerzo.

Una de las limitaciones de largo reconocidas de la clasificación del macizo rocoso es el efecto de la métodos de práctica en galerías y de la construcción en la calidad de la roca de la pared de la excavación. Esto puede ser una demanda soporte excavación factor dominante en aumento.

La idea de este estudio se inició a partir de este inconveniente de los métodos empíricos. Costos de extracción de metal subterráneos peruanos se utilizan para cuantificar el tema en dos casos y para demostrar que se debe tener cuidado en todo el proceso galerías , especialmente en operaciones de perforación y voladura

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2 ALGUNAS ESTIMACIONES DE COSTOS DE MINA EN GALERIAS , en la minería peruana

Un desarrollo GALERIAS mediante perforación y voladura es una operación secuencial de cuatro pasos: 1) la perforación de una ronda, 2) la carga y la voladura de la ronda, 3) limpiando la roca rota y escala, si es necesario, y 4) el apoyo y reforzar la ronda. Los pasos del 1 al 3 se pueden unir en una sola etapa llamada antelación GALERIAS . Hemos recuperado las estimaciones de costos reales de avance galerías , apoyo y refuerzo en la minería metálica peruana. Los datos corresponden a seis minas diferentes y de 3 a 4 m de diámetro galerías excavadas en macizos rocosos de muy mala a buena calidad. En dos de las minas, los costos se calcularon de acuerdo a la calidad del macizo rocoso. Datos de desviación y porcentaje Normal, estándar recuperados se muestran en la Tabla 1, donde se estima que los costos detallados.

Cabe señalar que desde galerías fueron excavadas en diferentes macizos rocosos de la calidad, los costos de apoyo y refuerzo son particularmente variables, como los altos valores de la desviación estándar sugieren. Sin embargo, se puede observar de la Tabla 1 que el costo medio de apoyo y refuerzo es 1,5 veces la de avance de galeria, 3 veces el de la perforación y 6 veces la de la voladura. Como consecuencia de ello, no parece lógico tratar de salvar una pequeña cantidad en la voladura (10% del costo total a la deriva) si esto puede aumentar (a veces mucho) el costo del apoyo y refuerzo (60% de la deriva costo total).

Debido a la naturaleza cíclica de perforación-y-voladura, cada vez que la actividad debe ser optimizado a fin de obtener un aumento de velocidad de avance. Avance de galería varía de acuerdo a las condiciones locales, el equipo y las prácticas de construcción. Según Suorineni et al. (2008), la voladura controlada puede resultar en sobreexcavación, aumentó rezago y tiempos de instalación de soporte más grandes.

Costos AVANCE DE GALERIAS de una de las minas se han obtenido para la disminución de la calidad del macizo rocoso y para aumentar la demanda de apoyo. Los resultados se muestran en la Figura 2, que puede ser representativa, en términos generales, de las minas de la región. Algunas de las soluciones presupuestados en la Figura 2 se muestran en la Figura 3. De acuerdo con estos datos, se puede afirmar que, mientras que el coste de avance es mayor (y, a veces incluso doble) que el de apoyo y refuerzo en promedio a masas de roca de buena calidad , ocurre lo contrario para galerías excavadas en muy mal a las masas de roca mala calidad, donde el costo por adelantado permanece sensiblemente iguales, pero de apoyo y de refuerzo de los costos puede ser el doble o incluso más que los de avance de galería .

Como derivado también de esta estructura de costos a la deriva, es importante destacar que el ahorro en la perforación y voladura (20% del coste medio) son inútiles si producen crecientes necesidades de apoyo y refuerzo (60% del coste medio), por no mencionar el caso cuando se producen colapsos o deformaciones insoportables (Figura 1)

3 EXAMEN Y CUANTIFICACIÓN DEL DAÑO BLAST INDUCIDA

El uso de explosivos de alta potencia de eficiencia de rotura en el último tercio del siglo XIX significó un aumento de la productividad, así como un daño mayor a la masa rocosa. Este hecho se debió a fuertes características explosivos de dinamita recientemente aparecido. Por varias décadas no había una conciencia especial sobre el hecho de que los daños en la masa de roca se produjo debido a la utilización de explosivos; y fue aceptado como un pequeño inconveniente.

Sin embargo, en los años cincuenta algunos investigadores escandinavos (ver por ejemplo Langefors y Kihlström 1987, Holmberg y Persson 1980), con un excelente criterio de ingeniería y alcance, se dieron cuenta de que era posible controlar -a cierta medida- la alteración inducida por el explosivo utilizado en la roca. En condiciones particulares, y sobre todo en las grandes minas a cielo abierto, donde se realizaron enormes voladuras banco, esto significaría un considerable ahorro en los costos, junto con una mejora en las condiciones de seguridad.

Las consecuencias de los daños explosión en el macizo rocoso que rodea el túnel se han evaluado tradicionalmente en términos de sobreexcavación, en lugar de cuantificar la pérdida de resistencia del macizo rocoso. Como señala Saiang y Nordlund (2009), aunque la resistencia y la rigidez son difíciles de medir, son también algunos de los parámetros más importantes para estudiar el comportamiento de la excavación. Algunas investigaciones se han centrado en la correlación de la extensión de la zona de daño con la concentración de carga explosiva.

Suorineni et al. (2008) muestran en su estudio estaba destinado que los daños que causa la explosión sobreexcavación de hasta el 40% en algunas derivas. De acuerdo con la Q (Barton et al. 1974) diagrama de sistema de apoyo, el aumento de tamaño de excavación por 40% puede ser equivalente a la reducción de la calidad de la masa de roca por una clase. Como consecuencia, el resultado final de la reducción de la calidad del macizo rocoso significa un aumento en la demanda de apoyo. Estos autores propusieron un factor de daño de la construcción (Cf) (véase la Tabla 2) para dar cuenta de este tipo de daño para corregir la calidad de la masa de roca (Q * = QCF) de tal manera que el apoyo temporal apropiado puede ser utilizado

Este enfoque sólo funciona para las masas medias o mejor calidad de roca y no es válida cuando Q <1. Este Cf también puede estar relacionado con el denominado factor de perturbación (D) propuesto por Hoek et al. (2002) para corregir el efecto de daño excavación explosión se indica en el comportamiento del macizo rocoso. Según estos autores, un gran número de factores que pueden influir en el grado de perturbación en el macizo rocoso que rodea una excavación, y nunca puede ser posible cuantificar con precisión. Sin embargo, y en base a su experiencia que han establecido una serie de directrices para la estimación de este factor tal como aparece en la Tabla 3

En una primera aproximación Cf = 0,6 corresponde a D = 0,8 y Cf = 1 corresponde a D = 0. Esta influencia puede ser grande en determinados casos (especialmente para las masas medias clase de roca) como se observa en lo que sigue. Todas las indicaciones son pautas y deben usarse con cuidado en el marco de la metodología de diseño más amplio.

El uso de la D, según lo recomendado por Hoek et al. (2002), es, probablemente, la única técnica que se utiliza actualmente en las minas para tener en cuenta el daño explosión. La conexión con la voladura ciertamente no es muy buena, por lo que se necesitan más investigaciones para obtener nuevas técnicas capaces de explicar con mayor precisión los efectos de voladura

En su aproximación al tema, Saiang y Nordlung (2009) utilizaron un método numérico para estudiar el comportamiento del túnel, modelando una zona alrededor del túnel con una disminución de las propiedades de resistencia y rigidez. Utilizaron el modo elástico-perfectamente plástico clásico comportamiento Mohr Coulomb, debido a la falta de datos de características de

comportamiento post-falla. Se centraron en rocas duras en forma de buenos y muy buenos macizos rocosos calidad.

En nuestro enfoque modelamos toda la masa de roca que rodea el túnel como la roca dañada. Obviamente, esto no es cierto y sólo una zona alrededor del túnel está dañado. En nuestro caso, tenemos que pensar que solemos tratar con roca no muy duro y no muy buenos macizos rocosos de calidad, donde la zona dañada es más amplia que la que se produce en los túneles escandinavos. Así que ponemos el acento en una modelización más realista del comportamiento post-fallo siguiendo las directrices de diferentes autores (Hoek et al. 2002,Cai et al. 2007)

El hecho de considerar todo el material alrededor de la deriva como dañada y no como una zona de extensión limitada, simplificado este análisis inicial y, de esta manera, el enfoque de Convergencia Método Confinamiento (CCM) se puede aplicar. Esto obviamente no es exacta, pero por un lado se trata de un enfoque conservador, y por otro lado, consideramos esto como una primera aproximación para obtener los resultados preliminares, que luego se puede extender a la modelización numérica.

4 MODELOS DE COMPORTAMIENTO POST-FRACASO

En lo que respecta a posibles modelos de comportamiento post-fallo, Hoek & Brown (1997) sugirieron partir de su experiencia en el análisis numérico de una amplia variedad de casos reales, tres tipos básicos de comportamiento post-fallo (Figura 4).

1. elástico comportamiento perfectamente plástico para macizos rocosos con GSI <25.

2. comportamiento frágil elástico, por macizos rocosos con GSI> 75.

3. Strain softening behaviou, de macizos rocosos con GSI de 25 a 75

4.1. Strain - ablandamiento

Strain-comportamiento de reblandecimiento se basa en la teoría incremental de la plasticidad, desarrollado con el fin de modelar el proceso de deformación plástica. De acuerdo con esta teoría, un material se caracteriza por un f criterio de fallo, y un potencial de plástico, g. En los materiales de ablandamiento de deformación el criterio de fallo y el potencial plástico no sólo dependen del tensor σij estrés, sino también en el llamado plástico o ablandamiento parámetro η. Entonces, el modelo de comportamiento es la deformación plástica dependiente.

El comportamiento de ablandamiento de la cepa se caracteriza por una transición gradual desde un criterio de fallo pico a uno residual. Esta transición se rige por el parámetro de ablandamiento η. En este modelo, la transición se define de tal manera que existe el régimen elástico mientras que el parámetro de ablandamiento es nulo, se produce cada vez que el régimen de ablandamiento 0 <η <η *, y el estado residual tiene lugar cuando η> η *, con η * el valor del parámetro de ablandamiento el control de la transición entre el reblandecimiento y etapas residuales.

La pendiente de la etapa o caída de ablandamiento módulo se designa por M. Si este módulo gota tiende a infinito, aparece el comportamiento perfectamente quebradizo, y si tiende a cero, se obtiene el comportamiento perfectamente plástico. Perfectamente modelos de comportamiento frágiles y perfectamente plástico están limitando los casos de modelo cepa ablandamiento

4.2. Mohr-Coulomb cepa ablandamiento

Si tenemos en cuenta un criterio de rendimiento de Mohr-Coulomb:

un potencial de plástico en la forma:

donde Kψ se conoce como coeficiente de dilatación o relación dilatancia:

y funciones lineales a trozos de parámetro de plástico para la cohesión c (η) y φ ángulo de fricción (η) es expandir φ cp los parámetros máximos y φ r cr y los residuales (Figura 5). Este enfoque de la figura 5 es comúnmente aceptado para el mal de las masas medias clase de roca. Para las masas de roca más alta calidad (RMR> 70) la masa de roca se comporta de una manera frágil. Los modelos más complejos de comportamiento, por ejemplo, la cohesión ablandamiento fricción endurecimiento, se están proponiendo en la actualidad por diferentes autores. El régimen elástico se caracteriza por la relación ν del módulo de corte Gand Poisson.

El parámetro de plástico tomada es la deformación plástica a cortante:

4.3. Implementación de modelos de suavizado de cepa

En trabajos anteriores hemos analizado macizos rocosos con comportamiento ablandamiento por deformación (en un rango de entre 30 RMR un 60), y para este tipo de masas de roca, un modelo de comportamiento de la cepa de ablandamiento con módulo de descenso constante y dilatancia (Figura 6) podemos representar roca bastante bien el comportamiento real de la masa. Este enfoque ablandamiento por deformación hace que la caída de tensión repentina asociada con la fragilidad sucede de una manera controlada.

MÉTODO 5 LA CONVERGENCIA ENCIERRO

El método de confinamiento de convergencia (CCM) es un enfoque simplificado 2D para resolver el:

Problema de interacción roca-soporte 3D asociado con la instalación de apoyo cerca de una cara túnel en excavaciones subterráneas en roca. Fue introducido en los años treinta y más tarde desarrollado por diferentes autores (Hoek & Brown 1980, Panet 1995). Ha sido revisado por Carranza-Torres y Fairhurst (2000).

Los tres componentes básicos de la CCM consisten en tres gráficos: el perfil de deformación longitudinal (PLD) -que relaciona la deformación del túnel frente a la distancia a la cara- túnel, la curva característica de soporte (SCC) -en representación de la relación tensión-deformación del soporte sistema- y la curva de reacción del suelo o de la respuesta (GRC).

Panet (1995) y Hoek et al. (2008) han estudiado el PLD. La última referencia proporciona una técnica para obtener el PLD para las diferentes masas de roca de la calidad, que se utiliza en este trabajo. La forma de obtener el SCC se ha propuesto para los diferentes tipos de apoyo y refuerzo por Hoek y Brown (1980) y otros autores posteriores se han ocupado de este tema (Hoek 1999, Carranza-Torres y Fairhurst 2000, Oreste 2003). Finalmente, el GRC describe la relación entre la disminución de la presión interna y el aumento del desplazamiento radial de la pared del túnel, y se evaluó de acuerdo con el comportamiento de la masa de roca.

GRC suelen utilizar modelos de plástico perfectamente elásticas en la práctica (Carranza-Torres y Fairhurst 2000, Rocscience 2003). Sin embargo, los enfoques perfectamente plástico elástico sólo se pueden aplicar a las masas de roca de baja calidad (GSI <30). Para las masas medias de rock de calidad, es necesario un modelo de comportamiento cepa de ablandamiento. Kaiser et al. (2000)

indican que para las masas de roca de alta calidad (GSI> 75) se podría esperar un tipo de comportamiento frágil que no encaja en el enfoque elasto-plástico.

Modelos quebradizas Strain-reblandecimiento y son difíciles de caracterizar, ya que necesitan no sólo un criterio de fallo pico sino también un uno residual. Para estimar el criterio residual es por lo menos no es tarea fácil. Algunos investigadores están considerando este tema tan importante, por ejemplo Cai et al. (2007) han propuesto recientemente para ampliar el sistema de GSI para la estimación de la resistencia residual de un macizo rocoso. Se propone para ajustar el pico GSI al valor residual r GSI basado en los dos principales factores de control en el sistema GSI

Incluso una vez que se han definido los criterios de pico y de fallo residual, el comportamiento de la roca sigue siendo incompletamente conocida. El módulo de Young y la relación de Poisson, junto con el módulo de descenso (por lo general confinamiento de estrés-dependiente) y el ángulo de dilatancia necesitan ser determinados para representar completamente el comportamiento completo de tensión-deformación.

El SCC se puede calcular en función del tipo de apoyo y refuerzo utilizado de acuerdo con Oreste (2003). La intersección de la GRC y SCC produce el punto de equilibrio, que puede a su vez ser utilizado para estimar el factor de seguridad de los sistemas de apoyo. Esto se puede hacer, ya que la figura 7 ilustra, en términos de un factor de estrés de la seguridad (FSσ), según lo propuesto por Hoek (1999) o en términos de factores de seguridad cepa (FSε), según lo propuesto por Oreste (2003). Utilizamos tanto en nuestro enfoque, siendo los criterios de seguridad (FSσ> 1,1), (FSε> 1,3), (FSσ × FSε> 1.5)

Este enfoque de la figura 7 es comúnmente aceptado para el mal de las masas medias clase de roca. Para las masas de roca más alta calidad (RMR> 70), la masa de roca se comportan de una manera frágil y modelos de comportamiento más complejos (cohesión ablandamiento endurecimiento fricción) están siendo actualmente propuesto por diferentes autores.

6 ESTUDIO DE DOS DRIFTS

Dos derivas se han seleccionado en este estudio. Una de ellas es una deriva diámetro 4 m excavada en una masa media basáltica calidad de la roca (GSI = 55) y el otro una deriva 4 m de diámetro excavado en una masa de roca de buena calidad (GSI = 65).

6.1 A la deriva excavado en una masa de roca basáltica calidad media

Una excavación minera (4 mx 4 m) se excava 400 m de profundidad, en un macizo rocoso con GSI = 55, σci = 23 MPa y mi = 10. Un σ0 campo de esfuerzos isotrópico = 12,07 MPa, como se requiere para la aplicación estándar de la CCM, se supone.

Usando estos valores iniciales, los valores de fallo estrés elásticas y de pico se han estimado de acuerdo con RocLab para los casos de excelente calidad de voladura (D = 0), la baja calidad de voladura (D = 0,5) y muy pobre de voladura (D = 0,8). El fracaso de tensiones residuales se ha estimado de acuerdo con Cai et al. (2007), teniendo en cuenta razonablemente que, después de un fallo, el deterioro de la masa de roca se puede cuantificar como tener un GSIR = 33. Con la ayuda de RocLab (Rocscience 2002), el pico y los valores residuales de la cohesión y la fricción se obtienen, tras la Hoek et al. Enfoque (2002), en este caso con los valores residuales. Dilatancia se obtuvo de la siguiente ecuación propuesta por Alejano et al. (2009) y sobre la base de Hoek & Brown (1997):

El valor del parámetro de plástico marcando la consecución de los valores de resistencia residual se ha estimado de acuerdo con Alejano et al. (2009). Por lo tanto, el conjunto de parámetros necesarios para modelar la masa basáltica roca (GSI = 55) para los casos de D = 0, D = 0,5 y D = 0,8 se muestran en la Tabla 4, y ensayos triaxiales en probetas de masas de roca se presentan en la figura 8.

Hemos obtenido las curvas de reacción del suelo correspondientes (Figura 9) de esta manera diferente dañados macizos rocosos siguiendo la técnica de Alonso et al. (2003). Este resultado es una clara indicación del hecho de que el daño a la roca debido a la voladura puede producir un alto aumento de los desplazamientos.

En este caso, la extensión de la zona plástica (o relación entre el radio de plástico y el radio túnel) juega un papel importante en las diferencias de deformación final observados. Los radios de plástico obtenido para la deriva sin apoyo están incluidos en la Tabla 5 y se ilustra en la Figura 10.

La aplicación estándar de apoyo y refuerzo de 5 cm de hormigón proyectado y empernado de roca (espaciados 2 m × 2 m) es considerado para el caso de la masa de roca en buen estado. De esta manera, el GRC junto con el SCC (siguiente Oreste 2003) se obtienen y presentado en la Figura 11. Para el caso poco daño (D = 0,5), este sistema de apoyo producido factores de estrés de seguridad de sólo 1, y por lo tanto, se decidió proponer un aumento en el espesor de hormigón proyectado para alcanzar 7,5 cm (Figura 12).

El GRC y SCC correspondiente presentan en las Figuras 11 y 12 marca que, para el caso D = 0, 5 cm de hormigón proyectado y 2 m de largo pernos estándar (10 toneladas, espaciados 2 m × 2 m) era suficiente para garantizar la estabilidad. Para el D = 0,5 caso, se dan 7,5 cm de hormigón proyectado para obtener valores fiables de los factores de seguridad, como se muestra en la Tabla 5.

Por lo tanto, se puede afirmar que, mientras que los desplazamientos finales pueden alcanzar valores de alrededor de 2,5 cm para una roca en buen estado, que alcanzan alrededor de 12 cm

Por lo tanto, se puede afirmar que, mientras que los desplazamientos finales pueden alcanzar valores de alrededor de 2,5 cm para una roca sin daños, alcanzan alrededor de 12 cm para roca ligeramente dañado, necesitando en este caso un aumento en el espesor de la capa de hormigón proyectado.

Para el caso altamente roca daño (D = 0,8), el enfoque LDP refleja en Hoek et al. (2008), indica 1 m de cierre en la cara, lo que significa que el colapso total de la deriva sin apoyo se puede esperar, o gran demanda de apoyo y angustias. También la radio de plástico alcanza en este caso en torno a 4,9 m, más de la longitud del perno estándar. Incluso si CCM considera toda la masa de roca dañada en lugar de un anillo alrededor de la excavación, los resultados de desplazamiento pueden ser sobreestimadas. Por lo tanto, este tipo de situación se debe evitar a todos los casos.

Siguiendo los precios indicados en la figura 2, resulta que un aumento en la demanda de apoyo de 2,5 cm de hormigón proyectado significa alrededor de 150 $ / m (10-15%) aumento de los costos para D = 0,5. Para D = 0,8, obviamente, las necesidades de ayuda aumentarían mucho más y podrían surgir problemas graves. Sin embargo, la aplicación de voladura perímetro cuidado aumentaría los costos de perforación en torno al 30%, lo que representa un aumento del costo de la deriva total de alrededor de 6% (80 $ / m). Así que, si el proceso de cálculo representa correctamente el comportamiento real, esta estrategia se sugiere para este caso. Si se aplica la

voladura perímetro y cuidadosamente realizada, sería mucho más fácil y más barato para apoyar y reforzar la deriva. Si no, se pueden esperar problemas.

Otro enfoque al tema está considerando la calidad del macizo rocoso según Barton et al. (1974) y el enfoque por Suorineni et al. (2008), según el cual, para estimar el apoyo necesario, el daño roca se puede cuantificar con Cf ,. La estimación Q para el macizo rocoso es de alrededor de 2,5 y para el caso de Cf 0,8 y 0,6 disminuye a 2 y 1,7, respectivamente, lo que significa un pequeño aumento en la demanda de apoyo de acuerdo a las tablas de aplicación de soporte en las excavaciones subterráneas (Grimstad y Barton 1993). Al no ser el resultado igual, se detecta la misma tendencia que en el enfoque MCP previamente presentado. Este enfoque por Suorineni et al. (2008) está especialmente diseñado y funciona mejor para mejores masas de roca de calidad.

Esta deriva se hizo en una mina peruana y fue apoyada y reforzada como por D = 0. Problemas de estabilidad se levantaron, pero no fue posible saber si este problema se produjo debido a los daños o explosión debido al aumento en el campo de esfuerzos local, derivado del aumento de tamaño de un rebaje abierto cerca. Probablemente ambos aspectos afectaron a la deriva.

Como resultado de este enfoque hemos recomendado aumentar el apoyo en dos minas peruanas. Los resultados preliminares indican un mejor rendimiento del sistema de apoyo, así como menos los costos para la rehabilitación de apoyo.

6.2 A la deriva en una buena calidad de la piedra arenisca

Una deriva excavado en una masa de roca de buena calidad se considera ahora. La caracterización del macizo rocoso fue tomado de Cai et al. (2007). Una deriva mina 4 mx 4 m se excava 1000 m de profundidad, en un macizo rocoso con GSI = 65, σci = 162 MPa y mi = 19. Un campo de tensión isótropa, σ0 = 26 MPa, se supone. El fracaso de tensiones residuales se ha tomado de Cai et al. (2007), considerando un valor residual de GSIR = 28

Los valores de falla pico de estrés se han estimado de acuerdo a RocLab para los casos de excelente calidad de voladura (D = 0), la baja calidad de voladura (D = 0,5) y muy pobre de voladura (D = 0,8) y se presenta en la Tabla 6. Dilatancia y plástico valores de parámetros para el caso residual han sido cuantificados como en el caso anterior

Hemos obtenido el GRC para estas masas de roca diferente dañados, siguiendo la técnica de Alonso et al. (2003). Otros enfoques similares, como que por Guan et al. (2007), también se puede utilizar para el mismo propósito. Las curvas se muestran en la Figura 13.

Los resultados obtenidos son una indicación del hecho de que, en este caso, el daño a la roca por medio de chorreado no produce una alta variación en el rendimiento de masa de roca, desde desplazamientos finales están en el rango de 3 a 12 mm. También, los radios de plástico calculados para el

la deriva sin soporte varía de Rpl = 2,2 m para el caso en buen estado (D = 0), a Rpl = 2,35 m para el caso ligeramente dañar (D = 0,5) y RPL = 2,55 m para la situación de daño alto (D = 0,8). En todos estos casos una pequeña aplicación de soporte en forma de capa de 2,5 cm de hormigón proyectado sería asegurar la estabilidad, con factor de seguridad más de 3.

Estos resultados desde el enfoque continuo se deben tomar cuidadosamente. Tenemos que tener en cuenta que los problemas de inestabilidad de discontinuidad controlado y el comportamiento astillamiento, típico de rocas muy duras, no se consideran,

Sin embargo, de acuerdo con el enfoque de CCM, con chorro de perímetro no sería una mejor opción en este caso. Esto demuestra que la aplicación de perímetro o contorno técnicas de voladura debe ser analizada en una base de caso por caso.

Estimación del Barton Q para la piedra arenisca es de alrededor de 10 y para el caso de Cf = 0,8 y Cf = 0,6 disminuye a 6 y 4, respectivamente, lo que significa que no es necesario el apoyo a la deriva 2 m de diámetro en todos los casos, de acuerdo a las tablas de aplicación de soporte en derivas mineras (Grimstad y Barton 1993) y para ESR = 1. Observación de que este enfoque no tiende a ser aplicado directamente en la minería como sugiere Suorineni et al. (2008).

7 CONCLUSIONES

Tres ingredientes se ponen juntos en este estudio. En primer lugar, los costos de apoyo y refuerzo derivan de cálculo del promedio en varias minas metálicas peruanos. En segundo lugar, se introdujo el tema de las técnicas de cuantificación del daño masa de roca que permite incorporar este daño en los parámetros de los modelos de comportamiento de las masas de roca clásica. Estas técnicas de cuantificación deben ser mejorados en el futuro con el fin de dar cuenta de la perforación actual y características de voladura y parámetros. Por último, se utiliza la técnica de confinamiento convergencia proponer sistemas de apoyo y refuerzo adecuados y para evaluar la eficacia de la estabilización.

En lo que se refiere a la caracterización del macizo rocoso, no sólo el daño voladura (siguiendo el enfoque simple por Hoek et al., 2002) ha tenido en cuenta, pero especial atención se ha dedicado a la caracterización adecuada del comportamiento insuficiencia post, incluyendo estimación de la residual envolvente de rotura (Cai et al. 2007) y la estimación de las características de deformabilidad post-fracaso en términos de módulo de descenso y los valores de los parámetros de plástico para la fase residual. El GRC se han calculado en su forma rigurosa capaz de hacer frente a este tipo de comportamiento del macizo rocoso.

Las aplicaciones desarrolladas consistieron en la estimación del apoyo y refuerzo en dos derivas: uno en una masa de roca de basalto calidad media baja resistencia y el otro en un muy fuerte masa de roca arenisca de buena calidad. En el primer caso, resulta que de acuerdo con el enfoque de MCP, importantes diferencias en la demanda de apoyo se revelan. Esto indicaría que voladura cuidadosamente contorno sería una estrategia correcta para la excavación de esta deriva. En el segundo caso y, probablemente, debido al hecho de que la fuerza de la roca evita un grado significativo de la aureola de plástico, no hay diferencias en la demanda de soporte se prevén por el método. Estos resultados no son iguales, pero razonablemente consistente, con las conclusiones derivadas de los sistemas de clasificación del macizo rocoso que representan el chorreado daños desarrollado por Suorineni et al. (2008).

Todos estos hechos también pueden ser una indicación de que el daño afecta a la roca más dramáticamente a derivas que sufren un gran fracaso alrededor. Además, se ha observado que en la minería peruana o bien contorno arruinar todos los ventisqueros, o que nunca lo haga. Parece que el planteamiento presentado podría ser una herramienta eficaz para establecer algunas reglas simples, que pueden ayudar a decidir cuándo aplicar o no aplicar el contorno de voladura, según los casos. Observación de que la exfoliación o se considera falla frágil para estar fuera del alcance de este trabajo.

Más trabajo consiste en la primera, y probablemente este tema requiere el esfuerzo más grande, en busca de mejores formas de cuantificar el daño explosión. Con el fin de hacer que el patrón de voladuras y otras características de la perforación y voladura proceso deben tenerse en cuenta en detalle. Otro paso para ser tomado incluiría el comportamiento de rock post-fallo de ajuste fino y la aplicación del enfoque de los modelos numéricos continuos 2D y 3D que delimitan la extensión de la zona de avería. Como paso final sería interesante la aplicación del enfoque de los estudios de casos bien documentados, la validación in situ toda la metodología.

RECONOCIMIENTO

Los autores agradecen al Ministerio de Ciencia y Tecnología español de apoyo financiero del proyecto de investigación titulado 'Análisis de los medios de la conducta posterior a la insuficiencia de rock', con el número de referencia del contrato BIA2006-14244.