HBHM FinalTRADUCIDO

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APLICACIÓN DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
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APLICABILIDAD DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A
DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
Tesis · Agosto de 2016
DOI: 10.13140 / RG.2.2.14111.56485
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1 autor:
Daniel Beck
Instituto de Minería y Tecnología de Nuevo México
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APLICACIÓN DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
APLICABILIDAD DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A
DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
Por
Daniel Morgan Boone Beck
Presentado en cumplimiento parcial
de los requisitos para el
Master de ingeniería mineral
Instituto de Minería y Tecnología de Nuevo México
Departamento de Ingeniería Mineral
Socorro, Nuevo México
(Mayo de 2016)
Página 3
RESUMEN
La exploración de diamantes es un proceso costoso y que requiere mucho tiempo con solo un pequeño
probabilidad de éxito Menos del uno por ciento de las tuberías de kimberlita contienen productos económicos
cantidades de diamantes. Debido a la falta de éxito de exploración en la última década, el diamante
se prevé que la demanda supere a la oferta para 2018. Existen varias
descubrió tuberías de kimberlita diamantíferas que no están explotadas debido a su pequeño
tamaño, bajo grado, ubicación remota o alta relación de banda. Conceptualmente, pozo hidráulico
La minería ('HBHM') ofrece una alternativa de bajo costo a la minería convencional de diamantes.
tubos de kimberlita. Es ideal para explotar estos típicamente modestos, orientados verticalmente
cuerpos minerales que a menudo no son económicos para explotar utilizando métodos de minería convencionales. los
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La tecnología promete costos de capital y operativos significativamente más bajos que los convencionales
minería. La sobrecarga no tiene que ser eliminada, la infraestructura subterránea no es
no se requieren flotas masivas de equipos de movimiento de tierra. La producción es
inmediato, altamente selectivo y en forma de suspensión que reduce aún más el transporte y
Costos de procesamiento. Las fuentes y flujos de agua subterránea no se ven alterados. Ambiental
los impactos están muy disminuidos. Aunque todavía es un prototipo de tecnología, esta tesis examina
detalle la posible aplicación de HBHM a la extracción de tuberías de kimberlita. Técnico
se revisan las consideraciones y se presenta un modelo económico conceptual de una kimberlita 'idealizada'
La tubería está desarrollada. Los resultados destacan que la tecnología tiene el potencial de extraer estos
cuerpos de mineral de alto valor a una fracción del capital y los costos operativos de la minería convencional
métodos y lograr tasas de rendimiento económicas para depósitos pequeños de baja ley. Una acción
Se propone un plan para explotar tales tuberías 'varadas' y desbloquear su valor intrínseco.
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Palabras clave:
Minería Hidráulica
Minería Hidráulica
Minería por chorro de agua
Minería de Perforación
Depósitos de kimberlita
Tubos de kimberlita
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EXPRESIONES DE GRATITUD
Deseo agradecer el apoyo y la orientación de la Facultad de Ingeniería Mineral,
a saber, los profesores Chávez, Mojtabai y Razavi. Sin su paciencia, aportes y
apoyar esta tesis no hubiera sido posible. Agradezco a cada uno de ellos por su
contribución. Una nota especial de agradecimiento para el Dr. Mojtabai quien, como asesor de mi facultad,
brindó una valiosa orientación y apoyo.
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TABLA DE CONTENIDO
Página
LISTA DE TABLAS ………………………………………………………………… ... vii
LISTA DE CIFRAS ……………………………………………………………… ... viii
LISTA (PARCIAL) DE ABREVIATURAS Y …………………………… .. …… xi
TABLA DE CONVERSIÓN DE LA UNIDAD …………………………………………………… ..xvi
Capítulo 1: Resumen Ejecutivo …………………………………………………… ..17
1.1
Minería Hidráulica de Perforaciones ………………………………………… .17
1,2
Depósitos diamantíferos …………………………………………… .18
1.3
Diamond Supply …………………………………………………… ... 19
1.4
Demanda global ……………………………………………………… .20
1,5
Minería hidráulica de pozos para depósitos diamantíferos ………… .20
1.6
Economía conceptual ………………………. ……………………… 22
Capítulo 2: La industria del diamante ………………………………………………… ... 24
2.1 Descripción general …………………………………………………………… ... 24
2.2 Geología …………………………………………………………… ..... 24
2.3 Exploración y desarrollo ……………………………………… ... 27
2.4 Producción y procesamiento …………………………………………… 28
2.5 Estructura de la industria y cadena de valor ………………………………… ..29
2.6 Perspectivas de oferta y demanda ………………………………………… 30
Capítulo 3: Tecnología de extracción hidráulica de pozos ………………………………… 31
3.1 Historia ……………………………………………………………… ... 31
3.2 Metodología ………………………………………………………… ..35
3.3 Consideraciones sobre el chorro de agua …………………………………………… ... 38
3.4 Física del chorro de agua '101' ……………………………………………… .39
3.5 Distancias de corte …………………………………………………… ... 43
3.6 Mecánica de fluidos y consideraciones de boquillas ………………………… .46
3.7 Importancia de las presiones y los caudales …………………………… ... 60
3.8 Penetración de roca ……………………………………………………… 61
3.9 Propiedades de la roca: física versus estructural …………………………… ..68
3.10 Chorros pulsantes ………………………………………………………… ..75
3.11 Cavitación de chorros ………………………………………………………… .79
3.12 Ampliación del rango de corte - Introducción de abrasivos …………… 83
3.13 Transporte aéreo ………………………………………………. ………………… .91
3.14 Pérdidas del sistema en la entrega de energía ………………………. …… .101
3.15 Estabilidad de la Unidad Minera ………………………………………………… ... 111
3.16 Infraestructura y equipamiento ……………………………………… ... 112
3.17 Requisitos de estudio de viabilidad y pruebas piloto …………………… ..115
Capítulo 4: Minería de Perforaciones para Depósitos Diamantíferos ………………………… .117
4.1 HBHM aplicado a depósitos diamantíferos ……………………… ..117
iv
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4.2 Parámetros geológicos y mineros para el éxito ……………………… ... 122
4.3 Depósitos diamantíferos dirigidos ………………………………… ... 123
Capítulo 5: Economía conceptual …………………………………………………… 126
5.1 Modelo económico conceptual ………………………………………… .126
5.2 Devoluciones anticipadas ………………………………………………… ... 127
5.3 Conclusiones clave del análisis financiero ……………………… ..128
Capítulo 6: Conclusiones, plan de acción y desafíos ……………………………… ..129
6.1 Conclusiones …………………………………………………………… 129
6.2 Desafíos …………………………………………………………… ..129
6.3 Plan de acción …………………………………………………………… .130
6.4 Áreas de investigación futura ……………………………………………… 130
REFERENCIAS ……………………………………………………………………… ..133
v
Página 8
LISTA DE MESAS
Mesa
Página
Tabla 1 - Uso histórico de la extracción hidráulica de pozos ………………………………. 46
Tabla 2 - Puntos de referencia del rendimiento de la extracción hidráulica de pozos …………………… 47
Tabla 3 - Rendimiento relativo del chorro para diferentes tamaños de boquilla ………………………. 76
Tabla 4 - Martillo vs. Estancamiento para un chorro pulsado …………………………………. 116
Tabla 5 - Metas de exploración de diamantes …………………………………………… .. 189
Tabla 6 - Modelo financiero conceptual ……………………………………………… 193
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LISTA DE FIGURAS
Figura
Página
Figura 1:
Configuración de minería hidráulica de pozos ('HBHM') …………….… 18
Figura 2:
Formación de tubería Kimberlite …………………………………………… 19
Figura 3: Producción mundial de diamantes ………………………………………… .. 21
Figura 4: Ventas globales de diamantes pulidos ……………………………….…. 22
Figura 5:
Mina de Kimberlita a cielo abierto ………………………………………. …… 24
Figura 6:
Barcaza de perforación hidráulica para la extracción de Kimberlita extraída previamente ... ... ... 25
Figura 7:
Propuesta de patrón de minería HBHM para dos tuberías adyacentes .......... ... 25
Figura 8: Formación de Kimberlita ………………………………………………… 30
Figura 9: Modelo de tubería Kimberlite ………………………………………… ..... 31
Figura 10: Depósitos diamantíferos mundiales ……………………………… ... 32
Figura 11: No. de Kimberlitas Económicas ………………………………………… 34
Figura 12: Minería Hidráulica de Perforación ('HBHM') ……………………………… 48
Figura 13: Sistema integrado de minería hidráulica de perforación ……………………… 49
Figura 14: Minería hidráulica de barcazas para la kimberlita minada anterior ...... 50
Figura 15: Sección de boquillas de chorro de agua ………………………………………… ... 53
Figura 16: Patrón de ruptura de un chorro de agua ………………………………………. 60 60
Figura 17: Yanaida (1974) - Patrón de dispersión de chorro …………………………… ... 61
Figura 18: Yanaida (1974) - Caída de presión adimensional con distancia ...... ... 62
Figura 19: Perfil típico de pérdida de presión con una distancia de separación creciente. 63
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Figura 20: Perfil típico de profundidad de corte con distancia de separación creciente ... 63
Figura 21: Presión de chorro (Bar) vs. Diámetro de la boquilla (mm) ……………… ..… ....... 76
Figura 22: Presión de chorro (Bar) vs. Caudal (lpm) ………………………. …… ... 77
Figura 23: Parámetros de diseño de la boquilla de chorro de agua …………………………. …… .. 79
Figura 24: Diseño de la boquilla Nikonov …………………………………………… .. 80
Figura 25: Variedad de diseños de boquillas de chorro de agua …………………………….…. 80
Figura 26: Geometrías de enderezador de flujo de muestra ………………………….… .. 82
Figura 27: Comparación del diseño de boquilla incorrecta ('a') versus buena ('b') para el sistema de dos chorros
………………………………………………………………… 83
Figura 28: Diseño de boquilla 'incorrecta': perfiles de presión para el sistema de dos chorros ... ... ...... 84
Figura 29: Diseño de boquilla 'buena': perfiles de presión para el sistema de dos chorros ………. 84
Figura 30: Diseño de boquilla Lohn y Brent HBHM ………………………………. 86
Figura 31: Ilustración de la fuerza de elevación hidráulica de la gota de agua Rehbinder ……… .. 93
Figura 32: Geometría de la variación de forma w Distancia de separación y velocidad de desplazamiento ... 96
Figura 33: Perfiles típicos: Penetración de profundidad vs. Velocidad transversal para dos rocas
Permeabilidades ………………………………………………………… 98
Figura 34: Gota de fluido que se derrumba contra una pared …………………… ...….… 118
Figura 35: Esquema que muestra el desarrollo de un Micro-Jet… .. ………………. 120
Figura 36: Fotos de alta velocidad que muestran etapas del colapso de la burbuja .......... 121
vii
Página 10
Figura 37: Colapso de la burbuja de cavitación y seguimiento de la presión ………………… ..… 122
Figura 38: Diseño de una boquilla con cuerpo central para inducir la cavitación ... ... ... ... 124
Figura 39: Diseño básico de chorro de agua abrasivo …………………………… ..….… 126
Figura 40: Efecto de la velocidad del impacto sobre la longitud de la grieta .................. 129
Figura 41: Arenisca Berea eliminada por el impacto de bolas de acero de diferentes tamaños. 130
Figura 42: Efecto del aumento de la presión del chorro en la profundidad de corte ………………… ..… 133
Figura 43: Efecto del aumento de AFR en la profundidad de corte en acero dulce .......... ... 134
Figura 44: Efecto de una AFR más alta en la profundidad de corte a 3 presiones de chorro en un acero suave
Objetivo ……………………………………………………………… ..... 135
Figura 45: Ilustración de la bomba de transporte aéreo simple ……………………………….… 138
Figura 46: Energía total del fluido en el flujo de la tubería ………………. ………………… 139
Figura 47: Regímenes de flujo ……………………………………………………… .. 146
Figura 48: Ejemplo de mapa de régimen de flujo (Taitel et. Al. 1980) …………………… 147
Figura 49: Concepto. Bomba de transporte aéreo y distribución de presión axial ……………. 149
Figura 50: Estructura de deterioro del chorro de agua con distancia creciente ……… .. 157
Figura 51: Pérdidas de energía en cada etapa del sistema HBHM …………………… 168
Figura 52: Retención de energía (K julios) en cada etapa del sistema HBHM …… .. 168
Figura 53: Configuración típica del equipo para la operación HBHM Diamond ... 174
Figura 54: Tubería de Kimberlita idealizada que muestra los límites económicos de tajo abierto y
Alcance extendido de la minería a reacción ………………………………………. 178
Figura 55: Agujero HBHM idealizado en tubería Kimberlite ………………………… .. 179
Figura 56: Orificios HBHM idealizados en tubería Kimberlite con secciones dirigidas
Destacado en rojo ………………………………………………… .. 181
Figura 57: Patrón de minería HBHM (diamantes Merlin) ………………………… 184
Figura 58: Sección transversal de la tubería Kimberlite con secciones HBHM resaltadas (Merlin
Diamantes) ……………………………………………… ..… 184
Figura 59: Depósito diamantífero primario y secundario africano ………… .. 188
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LISTA (PARCIAL) DE ABREVIATURAS Y SÍMBOLOS
PAG
mi
Q
Q
1
PAG
00
2
PAG
3
PAG
41
Q
PAG
55
PAG
Caballos de fuerza hidráulicos del chorro de agua (kW)
Presión del chorro de agua (bar)
Caudal del chorro de agua (litros / min)
Caudal del chorro de agua (litros / min)
Parámetro determinado empíricamente que indica la eficiencia del chorro de agua.
Un 1 mayor representa menos pérdida de energía cuando el chorro de agua sale del
boquilla.
Diámetro de la boquilla (en milímetros)
Presión del chorro de agua (bar)
Velocidad de salida del chorro de agua (m / seg)
Parámetro empíricamente determinado
Presión del chorro de agua (bar)
Fuerza de reacción (Kg)
Parámetro empíricamente determinado.
Presión del chorro de agua (bar)
Caudal del chorro de agua (litros / min)
Producto de parámetros empíricamente determinados 1 y 4 .
Presión del chorro de agua (bar)
Diámetro de la boquilla (en milímetros)
Parámetro empíricamente determinado
Presión del chorro de agua (bar)
Diámetro de la boquilla (en milímetros)
4 1/5
PAG
1
Velocidad de desplazamiento con la que la boquilla se mueve sobre la superficie
(en
milímetros
por
segundo)
4 dividido por 5 empíricamente determinado
Producto de parámetros empíricamente determinados
y
Presión del chorro de agua (bar)
00
X
00
2
PAG
Diámetro de la boquilla (en milímetros)
Velocidad de desplazamiento con la que la boquilla se mueve sobre la superficie (en
milímetros por segundo)
Presión total (psi)
Presión de estancamiento del chorro de agua (psi)
Longitud no dimensional de la región central inicial del chorro de agua.
Distancia de separación no dimensional
Velocidad de salida del chorro de agua (m / seg)
Parámetro empíricamente determinado que indica la eficiencia del chorro de agua.
Presión del chorro de agua (bar)
Profundidad de penetración
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Constante empírica dependiendo de las propiedades mecánicas del objetivo.
material y del proyectil
00
Áreas transversales del proyectil.
Misa del proyectil
Velocidad de impacto terminal
1
Velocidad crítica a la cual ocurre primero la penetración
Volumen de penetración
Constante empírica dependiendo de las propiedades mecánicas del objetivo.
00
material y del proyectil
ṽ
Misa del proyectil
Velocidad de impacto terminal
Velocidad de desagregación de grano
V
00
ɦ
ɦ
00
ḹ
T
ɦ
00
ℎ
Permeabilidad modificada de la roca.
Viscosidad dinámica del agua
Presión de agua en los poros.
Fuerza hidráulica que actúa contra un grano de roca expuesto a un chorro de agua debido
a arrastre viscoso.
Volumen del grano de roca
Porosidad del grano de roca.
Presión de agua en los poros.
Presión en la profundidad de la ranura.
Presión de estancamiento del chorro de agua
Constante empírica para un tipo de roca específico
Profundidad de la ranura
Ancho de la ranura
Profundidad de la ranura
Ancho de la ranura
Constante empírica para un tipo de roca específico
Permeabilidad modificada de la roca.
Presión de estancamiento del chorro de agua
Viscosidad dinámica del agua
Diámetro medio del grano
Presión de agua en los poros.
Tiempo de exposición T = d / v , donde d es el diámetro del chorro y v es el recorrido
velocidad.
Profundidad de la ranura
Ancho de la ranura
Constante empírica para un tipo de roca específico
Presión de estancamiento del chorro de agua
Umbral de presión
X
Página 13
ḹ
Resistencia a la erosión
Q
66
PAG
Diámetro medio del grano
Diámetro medio de poro
Caudal del chorro de agua (litros / min)
Diámetro del tubo (cm)
Número de Reynolds dado por 1116.5 • (Q / D)
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Constante determinada empíricamente
Presión del chorro de agua (bar)
ɳ
Diámetro de la boquilla (en milímetros)
ρ
sol
Distancia de separación (en centímetros)
3)
Eficiencia de la bomba de transporte aéreo (%)
2)
Densidad de fluido (kg /
L
Aceleración gravitacional (m /
3
Volumen de descarga Caudal (
/ s)
Longitud de la tubería (m)
2)
Profundidad Estática del Agua (m)
3
Presión atmosférica (N /
Caudal volumétrico de aire (
2
)
/ s)
Presión de inyección de aire (N /
xi
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TABLA DE CONVERSIÓN DE LA UNIDAD
Los factores de conversión para las unidades más comunes utilizadas en este texto son:
Multiplicar por:
Metros a pies
3.282
Metros a pulgadas
39,37
Grados a radianes
0,01745
Metros / seg. a millas / hora
2.237
Kilogramos a libras
2.205
Kilogramos (fuerza) a newtons
0,1019
Bar a libras / sq. pulgada
14,49
Metros Cúbicos a Pies Cúbicos
35,33
Metros cúbicos a galones (EE. UU.)
2,64
Kg / metro cúbico a lb / pie cúbico
1.686
−6
Litros / Min. a galones por min. (gpm)
0.264
Julios a kWh
Kwh a caballos de fuerza
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1,34
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Capítulo 1
Resumen ejecutivo
1.1 Minería hidráulica de pozos ("HBHM")
El propósito de esta tesis es evaluar la aplicación potencial del pozo hidráulico
Tecnología de minería ('HBHM') para extraer económicamente depósitos de diamantes no
previamente accesible con métodos de minería convencionales. HBHM es un prototipo de minería
tecnología que incorpora una herramienta de corte por chorro de agua junto con un bombeo de lodo de fondo de pozo
sistema. Los minerales se recuperan a través de un solo pozo perforado desde la superficie. Agua
Los chorros de la herramienta de minería erosionan el mineral para formar una suspensión que luego se bombea continuamente
desde la base de la herramienta hasta la superficie en una forma adecuada para la transferencia de tuberías a un
molino convencional o planta de procesamiento. (Ver Figura 1 a continuación). Costos de trituración y molienda
se minimizan ya que el mineral se reduce al tamaño de grano por la corriente en chorro. Relaves de la
las operaciones de la planta de procesamiento en el sitio se pueden bombear a las cavernas extraídas para controlar
hundimiento y reducir los volúmenes de eliminación de residuos.
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Figura 1 - Configuración de minería hidráulica de pozo ('HBHM')
(Fuente: Wikipedia)
HBHM ofrece una serie de ventajas importantes sobre el tajo abierto convencional y
métodos de minería subterránea, y puede acceder a depósitos minerales que actualmente no se extraen
por consideraciones técnicas, ambientales, de acceso o económicas. Desde la minería
se lleva a cabo a través de un solo pozo, no se requiere la eliminación de sobrecarga o es costoso
acceso para conducir aberturas en un cuerpo de mineral objetivo. La huella superficial es mínima y
la minería puede tener lugar en presencia de agua subterránea sin perturbar el suelo regional
flujos de agua o fuentes. Los impactos ambientales son mínimos y la producción es inmediata.
17
Página 16
HBHM es selectivo y puede extraer depósitos que son inaccesibles, pequeños o irregulares
mineralizado, lo que lo hace ideal para la minería de pequeños diamantes trenzados
depósitos que actualmente no son económicos de explotar utilizando métodos de minería convencionales.
1.2 Depósitos diamantíferos
Formación de diamantes
Los cristales de diamante se forman a una profundidad mayor de 150 kilómetros debajo de la Tierra.
superficie, profundamente dentro del manto de la tierra cuando el carbono está expuesto a una presión extrema
y temperaturas muy altas. Después de su formación, los diamantes son llevados a la superficie por
Actividad volcánica. Como esta mezcla fundida de magma (roca fundida), minerales, roca
fragmentos y diamantes se acercan a la superficie de la tierra, comienza a formar un subsuelo
estructura (pipa) que tiene forma de flauta de champán o zanahoria. Estas tuberías se llaman
' kimberlitas ' o ' pipas de kimberlita' (ver Figura 2 a continuación).
Figura 2 - Formación de tubería Kimberlite
(Fuente: www.allaboutgemstones.com)
Tubos de kimberlita
Las pipas de kimberlita, la fuente principal de diamantes extraídos, pueden extenderse tan profundo como uno
a dos kilómetros bajo tierra. Tubos de lamproita, que se crean de manera similar
pero carecen de la capa de roca suprayacente, son menos profundas, de hasta 0,5 kilómetros de profundidad, y generalmente
tienen una forma más amplia de copa de martini.
Las tuberías de kimberlita y lamproita se conocen como fuentes primarias de diamantes. Secundario
Las fuentes de diamantes son depósitos que se han eliminado de la fuente primaria (un
kimberlita o tubo de lamproita) por erosión natural y finalmente depositados en los cauces de los ríos,
a lo largo de las costas, en los glaciares y en el fondo del océano. También son conocidos como aluviales
depósitos Aunque los depósitos aluviales representan solo el 10-15% de los diamantes del mundo,
generalmente producen un número desproporcionado de piedras de mayor calidad.
18 años
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No hay nuevos descubrimientos
En la última década, no se han descubierto nuevos depósitos importantes de diamantes, aunque
Se han llevado a cabo considerables trabajos de exploración geológica. Exploración de kimberlitas
Es un proceso costoso y lento con una pequeña probabilidad de éxito. Menos que
Se han identificado 7,000 kimberlitas a nivel mundial. Solo el 10% de ellos contienen diamantes en
todos (es decir, son de diamante) y solo alrededor del 10% de este subconjunto son económicos. Por lo tanto, solo
El 1% de las tuberías de kimberlita contienen diamantes en cantidades económicas utilizando la minería convencional
métodos Actualmente, se extraen aproximadamente 30 de las principales kimberlitas en todo el mundo.
1.3 Suministro de diamantes
Suministro de diamantes restringido
El suministro mundial de diamantes está dominado por cuatro productores principales: ALROSA (Rusia),
De Beers (Canadá, Botswana y la República Democrática del Congo), Dominion Diamond
Corporation (Canadá) y Rio Tinto (Australia, Canadá), que representan casi el 80%
de la demanda mundial de diamantes en bruto. Las reservas mundiales de diamantes se concentran principalmente en
Rusia, con el 44% del total y África con aproximadamente el 33%. En términos de recursos, el
La imagen es muy diferente, con un 14% y un 54% atribuidos a Rusia y África, respectivamente.
La producción mundial es de aproximadamente 128 millones de quilates por año (año fiscal 2012). Global
Las reservas y recursos se estiman en aproximadamente 3.200 millones de quilates.
Pico de producción
Con suministro limitado debido a la falta de descubrimientos, y solo 11 minas nuevas
se espera que comience la producción en 2023, produciendo 18 millones de quilates adicionales
suministro (frente a la producción de 128 millones de quilates en 2012), es poco probable que la producción en el
El mediano plazo superará su pico de crisis pre-financiera en 2005 de 177 millones de quilates.
200
180
176
168
163
160
ts140
real academia de bellas artes
una
120
fC
100
asi que
norte
80
illio60 60
METRO
40
120
128
123
128
2010
2011
2012
20
00
2006
2007
2008
2009
Figura 3 - Producción mundial de diamantes, millones de quilates (Bain: 2013)
19
Página 18
1.4 Demanda global
Demanda global robusta
La demanda global en 2012 fue impulsada principalmente por los principales consumidores: los EE. UU. (39%),
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China (15%) e India (11%). La industria mundial del diamante creció a una tasa compuesta anual del 9% en
condiciones de venta en 2010-2012. El crecimiento incremental de la demanda fue impulsado por China e India,
que vio un fuerte crecimiento económico durante este período.
Figura 4 - Ventas globales de diamantes pulidos, miles de millones de dólares estadounidenses (Bain: 2013)
Crecimiento incremental de la demanda de China e India
El tema clave para la próxima década, según Bain (2011 y 2013), es la demanda.
crecimiento en los mercados emergentes, particularmente en China e India. Demanda en estos dos
Se espera que los países, impulsados por la creciente riqueza y la expansión de la clase media,
representan el 37% del consumo total mundial de diamantes para 2023, frente al 26% en 2012. Al mismo tiempo
tiempo, se espera un mayor crecimiento en otros lugares en línea con las ganancias del PIB mundial. Previsiones de Bain
que la demanda de diamantes hasta 2023 crecerá a una tasa compuesta anual superior al 5%, eventualmente
superando la oferta para 2018. A medida que las ofertas se reducen, los aumentos de precios se afianzarán
estimulando un mayor énfasis en el desarrollo de fuentes de suministro incrementales.
1.5 Minería hidráulica de pozos para depósitos diamantíferos
Extracción de tuberías de kimberlita
La extracción de tubos de kimberlita generalmente comienza con tajo abierto convencional
métodos El grado relativamente bajo de kimberlitas diamantíferas requiere que un gran
cantidad de material que se eliminará en relación con el número de diamantes recuperados. Una vez el
Los depósitos superficiales se han agotado, los pozos o las caídas se hunden para acceder al mineral más profundo.
Esto es más costoso que la minería a cielo abierto. La industria en su conjunto está haciendo la transición a
20
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minería subterránea a medida que se agotan los depósitos superficiales y el descubrimiento de nuevos depósitos
retrasos La Figura 5 a continuación muestra una mina típica de kimberlita a cielo abierto.
Figura 5 - Mina a cielo abierto Kimberlite.
(Fuente: sites.google.com)
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A menudo, una tubería de kimberlita debe abandonarse una vez que el mineral de superficie se haya agotado.
ya que no es económico acceder al mineral más profundo debido a los mayores costos de capital y operación
implícito en la minería subterránea. Aquí es donde HBHM podría desempeñar un papel importante y
Proporcionar acceso a estas zonas varadas más profundas.
Merlin Diamonds - Prueba piloto de HBHM - Resultados desconocidos
Merlin Diamonds Ltd. está llevando a cabo una prueba piloto en el
cúmulo de kimberlita Merlín abandonado en el Territorio del Norte de Australia. El anterior
el propietario (Rio Tinto) extrajo el mineral de la superficie pero abandonó las zonas más profundas como estaban
se considera antieconómico por medio de la minería subterránea convencional. Merlín está planeando
extraer las zonas más profundas previamente abandonadas por medio de la tecnología HBHM. Similar,
Existen numerosos ejemplos de tuberías no explotadas o subexplotadas debido a su control remoto
ubicación, pequeñas reservas, bajo grado, superficies estrechas, geometrías erráticas, ambientales
consideraciones, etc. Tales tuberías no explotadas o "trenzadas" son candidatos potenciales para
explotación económica por métodos HBHM.
Explotación de reservas más profundas con tecnología HBHM
A continuación se muestra una representación de HBHM que se emplea para extraer mineral más profundo de un
tubería de kimberlita cuyo mineral de superficie se extrajo previamente utilizando tajo abierto convencional
métodos de minería (es decir, la prueba piloto de Merlin actualmente en curso). La perforación es de una barcaza
Plataforma flotante montada que opera en el fondo del pozo inundado.
21
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Figura 6 - Minería de pozo hidráulica montada en barcaza para Kimberlita extraída anteriormente
(Fuente: www.jetmining.com)
La Figura 7 a continuación muestra el patrón de minería HBHM propuesto para la explotación de
zonas más profundas para dos kimberlitas adyacentes y abandonadas en el grupo de Merlín.
Figura 7 - Patrón de minería HBHM propuesto para dos tuberías adyacentes
(Merlín 2012)
HBHM sigue siendo una tecnología prototipo
HBHM sigue siendo un prototipo de tecnología y aún no se ha empleado en un
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escala comercial. En el caso de las tuberías de kimberlita, la tecnología parece (en papel)
Proporcionar un enfoque minero alternativo de bajo costo para estos minerales modestos, orientados verticalmente
cuerpos cuya escala es tal que no soportan un pozo abierto / subterráneo más tradicional
enfoque de desarrollo. Sin embargo, hay una serie de preguntas sin respuesta que pueden
solo se abordará mediante una aplicación más amplia de la tecnología, por ejemplo, máxima
tonelajes de rendimiento, continuidad de alimentación, limitaciones de profundidad, limitaciones de tipo de mineral con respecto
a densidades, resistencia al corte, dureza, etc.
1.6 Economía conceptual
Ventajas de la tecnología HBHM
Conceptualmente, HBHM ofrece una alternativa de bajo costo a la minería convencional de
tubos de kimberlita. Es ideal para explotar estos típicamente modestos, orientados verticalmente
22
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cuerpos minerales que a menudo no son económicos para explotar utilizando métodos de minería convencionales. los
La tecnología promete costos de capital y operativos significativamente más bajos que los convencionales
minería. La sobrecarga no tiene que ser eliminada, la infraestructura subterránea no es
no se requieren flotas masivas de equipos de movimiento de tierra. La producción es
inmediato, altamente selectivo y en forma de suspensión que reduce aún más el transporte y
Costos de procesamiento. Las fuentes y flujos de agua subterránea no se ven alterados. Ambiental
Los impactos se reducen considerablemente.
Modelo económico conceptual
Para evaluar mejor el potencial económico de la tecnología, hemos desarrollado un
modelo financiero conceptual de HBHM aplicado a una tubería de kimberlita teorizada. El modelo
los supuestos se basan en los datos de prueba piloto de la industria limitados disponibles y numerosos
supuestos del autor. Si bien es cierto que está plagado de posibles errores
supuestos, nuestro modelo financiero conceptual muestra que la tecnología HBHM tiene la
potencial para ser un cambio de juego. Conceptualmente permite la extracción rentable de
depósitos de diamante de tamaño significativamente menor y menor grado que el actualmente viable
con tecnología minera existente.
Conclusiones clave: HBHM es un posible cambio de juego
Los puntos clave del modelo económico conceptual HBHM son los siguientes:
• Los costos de capital para una operación HBHM son significativamente más bajos que para una operación comparable
Operación convencional de kimberlita de diamante. En el caso conceptual, capital inicial
los costos se estimaron en US $ 22 millones para una configuración de dos plataformas que mina y
procesa aproximadamente 500,000 toneladas por año de mineral produciendo
aproximadamente 141,000 quilates por año.
• Se pueden lograr tasas de rendimiento financieras atractivas para escalas relativamente modestas
operaciones (VPN-US $ 80 millones; TIR-79%). Tales operaciones a pequeña escala (es decir
500,000 toneladas anuales de producción de mineral) serían subeconómicas por
métodos de minería convencionales.
• Las tasas de rendimiento económicas son alcanzables para depósitos de baja ley. Sensibilidad
El análisis sugiere que se puede lograr una TIR atractiva del 17% con una calificación tan baja
como 18 CPHT (vs. Base Case de 30 CPHT). Este grado probablemente sería antieconómico
incluso para operaciones convencionales a gran escala.
• La capacidad de la tecnología HBHM para hacer de menor tamaño económico y menor grado
Los depósitos de kimberlita representan una oportunidad de negocio única para explotar tales
tuberías 'varadas' y desbloquear su valor intrínseco.
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Capitulo 2
La industria del diamante
2.1 Descripción general
Valoración de diamantes
Los diamantes naturales son valorados principalmente por su incomparable dureza y durabilidad.
brillo (dispersión óptica) y conductividad térmica y eléctrica. Hay cuatro claves
parámetros que determinan el valor (y, por lo tanto, el precio) del diamante. Primero, el tamaño
de los restos de diamantes de suma importancia ya que los diamantes grandes son una geología escasa
ocurrencia. En segundo lugar, la forma del diamante juega un papel importante: cuanto más 'cortable'
el diamante, cuanto mayor es el rendimiento y mayor es el valor final recuperado. Tercero la claridad
del diamante juega un papel importante, como piedras sin defectos internos o muy pequeños
ordenar un precio más alto. Cuarto, el color. Los diamantes incoloros se valoran más alto excepto
para los muy raros amarillos, rosas, azules, etc.
Gema vs. Calidad Industrial
Los diamantes se pueden dividir en dos grupos: calidad de gema y diamantes industriales.
A pesar de la distinción, no hay criterios claros para hacer la separación. Es mas bien
depende de las condiciones y preferencias del mercado. Diamantes de calidad gema son aceptables
para la producción de diamantes pulidos y son altamente valorados por su tamaño, color y calidad.
y forma. Los diamantes industriales carecen del mejor de estos atributos y se utilizan principalmente
para rectificado, taladrado y pulido. La mayoría de los diamantes producidos son de calidad gema.
y se espera que su participación crezca.
2.2 Geología
Formación de diamantes
Los diamantes se forman en lo profundo del manto de la tierra cuando el carbono está expuesto a
presión extrema y temperaturas muy altas. Formaciones de roca volcánica como la kimberlita.
o las tuberías de lamproita sirven como vías que transportan los fragmentos de rocas y cristales desde
El manto a la superficie. (Ver Figura 8 a continuación).
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Figura 8 - Formaton de Kimberlita
(Fuente: www.awesomestories.com)
Tubos de kimberlita
Después de su formación, violentas erupciones llevan diamantes a la superficie de la tierra.
junto con magma, minerales y fragmentos de roca. A medida que el magma se acerca a la tierra
superficie comienza a formar una estructura subterránea (tubería) con forma de champán
flauta o zanahoria Estas tuberías se denominan 'tuberías de kimberlita' (consulte la Figura 9 a continuación). Kimberlita
las tuberías a menudo se encuentran debajo de lagos poco profundos formados en calderas o cráteres volcánicos inactivos.
Pueden extenderse hasta 1 o 2 kilómetros debajo de la superficie.
Figura 9 - Modelo de tubería Kimberlite
(Fuente: www.secretgeek.net)
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Tubos de lamproita
Las pipas de lamproita ricas en diamantes son extremadamente raras. Hasta la fecha, el único económicamente
Se han descubierto lamproitas viables con diamantes en Australia occidental. Son
creado de manera similar a las tuberías de kimberlita, excepto que el agua hirviendo y volátil
Los compuestos contenidos en el magma actúan corrosivamente sobre la roca suprayacente, lo que resulta en una
Cono más amplio de roca eviscerada en la superficie. Esto produce una forma de vaso de martini más amplia
depósito contra la forma de flauta de champán más estrecha de la kimberlita.
Distribución de tubos de kimberlita: África es el rey
La distribución de tubos de kimberlita es desproporcionada en África, Rusia y Canadá.
y Australia Ver Figura 10 a continuación. África es particularmente rica en objetivos y posee el 54% de
recursos de diamantes conocidos que lo colocan significativamente por delante de Rusia, el segundo más grande
fuente de recursos de diamantes con 14%.
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Figura 10 - Depósitos mundiales de diamantes
(Fuente: www.info-diamond.com)
Las fuentes aluviales proporcionan piedras de alta calidad
Las tuberías de kimberlita y lamproita se conocen como fuentes primarias de diamantes. Secundario
Las fuentes de diamantes son depósitos que se han eliminado de la fuente primaria (un
kimberlita o tubo de lamproita) por erosión natural y finalmente depositados en los cauces de los ríos,
a lo largo de las costas, en los glaciares y en el fondo del océano. Estos se conocen como depósitos aluviales.
Aunque los diamantes aluviales representan solo el 10-15% de los diamantes del mundo, ellos
representan un porcentaje desproporcionadamente alto de diamantes de calidad gema. Esto es porque
solo los diamantes aluviales más duros sobreviven a los millones de años de erosión y transporte
de sus fuentes primarias.
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2.3 Exploración y desarrollo
Diamond Exploration es un negocio costoso y riesgoso
La exploración de diamantes es un proceso que requiere mucho tiempo, capital intensivo y riesgoso con
Una baja probabilidad de éxito. El elemento de alto riesgo de la exploración de diamantes es principalmente un
reflejo de la geología que alberga el producto. A diferencia de los depósitos metálicos que a menudo tienen
grandes aureolas de bajo grado para ayudar al descubrimiento, los diamantes se forman en tubos relativamente pequeños que
deje intacta su roca anfitriona circundante. Esto hace que la exploración de diamantes sea similar a
encontrar la aguja proverbial en un pajar.
Solo el 1% de las kimberlitas conocidas son económicas
Hay aproximadamente 7,000 tubos conocidos de kimberlita y lamproita. Solo el 10% de
estos son diamanteíferos (es decir, contienen diamantes). De estos, solo el 10% contiene diamantes
en cantidades económicas Por lo tanto, solo el 1% de las kimberlitas / lamproitas conocidas son económicas.
Actualmente, se extraen aproximadamente 30 de las principales kimberlitas en todo el mundo.
Cantidad de kimberlitas
7000
7000
6000
5000
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4000
3000
2000
700
70
1000
00
Kimberlitas conocidas
7000
Diamanteífero
Kimberlitas - 10%
Económico
Kimberlitas - 1%
Figura 11 - No. de Kimberlitas Económicas
(Baño: 2013)
Proceso de exploración: muestreo de superficie y perforación
La primera etapa en la exploración de diamantes es la identificación de un área o región.
que tiene el potencial geológico para albergar depósitos de diamantes. Después de una región considerada como
prospectivo ha sido seleccionado, se deben definir áreas objetivo específicas. Esto es generalmente
logrado a través del muestreo de minerales indicadores, una técnica de exploración utilizada
en todo el mundo por empresas que buscan diamantes. Una vez que los objetivos han sido
27
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identificado y priorizado, se coloca un equipo de perforación sobre el objetivo y se perfora un agujero. Como
el taladro penetra en profundidad, se extrae una muestra continua de la roca intersectada y
recuperado para el muestreo. Si el núcleo de perforación no es kimberlita, la perforación del objetivo es
interrumpido. Si el objetivo es una kimberlita, se realiza un muestreo de diamantes. Si el
las muestras identifican concentraciones suficientemente grandes de diamantes, un programa de muestreo a granel
se lleva a cabo para estimar el grado y el valor promedio de los diamantes y, en última instancia, el
Valor económico de la tubería de kimberlita. Es necesario tomar muestras de un área amplia de la tubería para
asegurar una comprensión representativa del contenido de diamantes del cuerpo mineral.
Se requiere un costoso estudio de viabilidad para determinar la viabilidad del proyecto
Si la calificación y el valor del diamante para un depósito son alentadores, un estudio de factibilidad es
encargado de determinar la viabilidad económica de una operación minera. Los costos de capital
El desarrollo de una mina de diamantes es considerable y generalmente está en el rango de US $ 1-2 mil millones.
La finalización de un estudio de factibilidad completo y la evaluación técnica relacionada generalmente requerirán
2-3 años a un costo de US $ 50-100 millones. Si el estudio de factibilidad es positivo, entonces permite
y el financiamiento debe estar asegurado antes del inicio de la construcción, que generalmente toma 2+
años. El tiempo desde el primer descubrimiento hasta la primera producción suele ser de 10 a 15 años.
2.4 Producción y procesamiento
La extracción de diamantes es relativamente sencilla
El proceso de producción de diamantes en bruto consiste en minería, trituración, mineral
procesamiento, clasificación manual de diamantes en bruto, procesamiento y valoración. Primero, el mineral se extrae
por métodos a cielo abierto o subterráneos. La minería a cielo abierto se lleva a cabo mediante una simple excavación.
o por voladura de vetas de mineral y transporte de mineral a la planta de beneficio. Subterráneo
la minería se emplea en zonas más profundas, generalmente después de que se han extraído los recursos a cielo abierto
fuera. La minería subterránea se lleva a cabo mediante la simple voladura de las vetas de mineral con el mineral siendo
transportado a través del equipo subterráneo al eje principal y elevado a la superficie para más
transporte a la planta de beneficio.
El procesamiento de diamantes es más complejo
La siguiente etapa significativa y más complicada de la producción de diamantes en bruto es el mineral
tratamiento. El procesamiento varía de una mina a otra, pero generalmente el mineral extraído se envía al
molino de trituración donde el mineral es triturado y reducido en tamaño, típicamente a 30 mm. El mineral es
luego se frota y se tamiza, donde se separa en tres tamaños. Material sobredimensionado (> 15
mm) se reduce aún más y el material de menor tamaño (<1.5 mm) se rechaza al vertedero de relaves,
Como los diamantes en este mineral de tamaño insuficiente no se pueden extraer de manera rentable. Mineral entre 1.5 mm
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y 15 mm se transportan a una reserva de alimentación de plantas de separación de medios pesados ('HMS'). los
La mayoría del material en la reserva de HMS es mineral de kimberlita. Contiene diamantes y
algunos otros minerales de alta densidad. El mineral se procesa en una planta de separación ciclónica.
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Se utilizan medios pesados que consisten en polvo de ferrosilicio mezclado con agua para separar el
mineral de kimberlita de los diamantes y minerales pesados que se hunden para proporcionar un diamante
rico concentrado En la planta de recuperación, el concentrado de diamante se alimenta a través de una serie de
Clasificadores de rayos X. Los diamantes fluorescen cuando se exponen a rayos X. Los sensores detectan los destellos de
luz emitida por los diamantes. Estos envían señales al microprocesador que dispara un aire
Válvula bláster en el momento apropiado, soplando los diamantes en una caja de colección. los
los diamantes se limpian con ácido, se lavan, se pesan y se transfieren al departamento de marketing
donde se clasifican, valoran y preparan para la venta.
2.5 Estructura de la industria y cadena de valor
Diamantes: un largo viaje de la Tierra al dedo de una novia
Es un largo viaje para un diamante desde la tierra hasta el dedo de una novia. La industria,
y su cadena de valor correspondiente, se estructura en tres etapas distintas: aguas arriba, medio
mercado y aguas abajo. En la etapa aguas arriba, exploración, desarrollo y minería de
diamantes tiene lugar. Luego es vendido por el productor a un participante del mercado medio que,
a su vez, corta, pule y ensambla el diamante en joyas. El diamante luego se mueve
al segmento posterior, el minorista que, a su vez, vende el producto terminado al
cliente. A medida que los diamantes pasan por las tres etapas, el precio por quilate es constantemente
aumentando, multiplicándose ocho veces por el momento en que el diamante se vende al cliente minorista.
Sin embargo, gran parte de la multiplicación del valor no es ganancia, sino desperdicio incurrido por
Transformación de un diamante en bruto en una piedra acabada y pulida. En promedio, cinco
Se requieren quilates de diamantes en bruto para producir un quilate de gema pulida. Casi la mitad de
la pérdida se presenta en forma de diamantes de grado industrial de bajo valor, que deben descartarse en
valor nominal para compradores industriales, mientras que el saldo se pierde en el proceso físico de
corte y pulido.
Upstream tiene los mejores márgenes
El segmento aguas arriba (De Beers, ALROSA, Rio Tinto y Dominion) es el más
parte atractiva de la cadena de valor con márgenes de beneficio del 16-20%. Esto se sigue de cerca
por el segmento minorista aguas abajo (por ejemplo, Tiffany, Cartier, Graff, Harry Winston, etc.) con
márgenes del 11-14%. El último y menos rentable es el mercado medio (cortadores, pulidores,
fabricantes de joyas) donde los márgenes de beneficio son delgados 1-8%. Un breve resumen de cada
de las tres etapas de la industria es como se establece a continuación.
Upstream: márgenes más altos; Dominado por cuatro productores
En pocas palabras, en la etapa aguas arriba, los diamantes se extraen del suelo, luego se clasifican
y vendido por los productores a través de contratos o subastas a largo o corto plazo. A largo plazo
los contratos y las subastas representan aproximadamente el 65% y el 30%, respectivamente, de diamantes en bruto
ventas. El suministro mundial de diamantes proviene de relativamente pocas fuentes, solo 11
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Los depósitos representan más del 60% de la producción mundial. Cuatro productores dominan la industria, De
Cervezas, ALROSA, Rio Tinto y Dominion. En conjunto, representan casi el 80% de
La producción mundial del segmento aguas arriba.
Mercado medio - Altamente fragmentado, bajos márgenes
El mercado intermedio es donde los diamantes se cortan, pulen y hacen joyas.
Este es un segmento altamente fragmentado de la cadena de valor poblada por decenas de miles de
empresas, de todos los tamaños, ubicadas predominantemente en centros de bajos costos laborales como India y China.
Los márgenes son escasos y la competencia es feroz. Su principal desafío es mantener el costo.
competitivo mientras que, al mismo tiempo, mantiene el acceso a los suministros de diamantes en bruto
que son cada vez más escasos y buscados.
Aguas abajo: muchos jugadores pero altos márgenes
El segmento posterior consiste en la venta de diamantes y joyas de diamantes al por menor.
clientes. Es un segmento de alto margen de la industria y al igual que el mercado intermedio.
fragmentado con numerosos jugadores. Como regla general, el mercado de joyas de diamantes de cerca
rastrea el mercado general de artículos de lujo.
2.6 Perspectivas de oferta y demanda
Escasez de diamantes desde 2018 en adelante
Según los informes Diamond de 2011 y 2013 de Bain, la demanda global de
Se espera que los diamantes crezcan en línea con las tendencias históricas hasta 2023. Esto se traduce
en una tasa de crecimiento anual compuesta robusta ('CAGR') de 5.1% impulsada en gran medida por el ritmo
de expansión de la clase media en China e India y crecimiento constante en la economía global.
El lado de la oferta es menos robusto dada la falta de descubrimientos recientes. El pronóstico de Bain requiere
La producción de diamantes en bruto alcanzará un máximo de 169 millones de quilates en 2018, por debajo del pico anterior a la crisis
de 177 millones de quilates en 2005, y luego disminuirá a 153 millones de quilates en 2023. Es probable
esa demanda superará los suministros a partir de 2018, lo que implica precios más altos en cada etapa
de la cadena de valor desde esta fecha en adelante. A medida que aumentan los precios de los diamantes, aumentan las energías
se centrará en encontrar fuentes de suministro incrementales.
30
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Capítulo 3
Tecnología hidráulica de minería de pozo
3.1 Historia
La minería hidráulica comenzó en la fiebre del oro de California
La génesis de HBHM se remonta a 1800 cuando un chorro de agua a alta presión
rociado a través de un monitor se utilizó para extraer mineral de superficie y gravas en el oro de California
prisa. La tecnología luego migró a Canadá y Australia. La primera encarnación de
una herramienta HBHM debajo de la superficie fue incorporada en una patente emitida a Clayton en 1932 que
propuso un chorro de agua para fragmentar la roca adyacente a un pozo y una bomba de lodo de fondo
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para levantar la suspensión de mineral a la superficie. Patentes para sistemas más avanzados e integrados fueron
emitido a Ashton en 1950, Quick en 1955, Fly en 1964, Pfefferle en 1965, Wenneborg en
1973, Archibald en 1974 y Brunelle en 1978.
Primeros prototipos de HBHM probados en los años 70
El sistema patentado por Fly fue construido y utilizado hasta principios de la década de 1970 para excavar
cavidades en arenisca y pizarra a una profundidad de 120 metros. En 1970, los metales de Reynolds
La compañía financió una prueba piloto de tres meses del aparato diseñado por Fly en un pozo abierto
mina de bauxita en Benton, Arkansas. La prueba no tuvo éxito debido a inconsistencias y
bajas tasas de producción. El sistema patentado por Wenneborg fue implementado por FMC y
probado en mineral de fosfato en el este de Carolina del Norte. Un aspecto novedoso de esta herramienta fue que
proporcionó un método para perforar el pozo y extraer el mineral adyacente al pozo.
Los sistemas anteriores requerían un pozo perforado previamente y revestido. FMC probó este sistema pero
optó por no comercializarlo. El diseño de Archibald fue construido por Marconaflo y probado piloto
en mineral de uranio en Wyoming y arenas bituminosas en California.
La Oficina de Minas de EE. UU. Toma la iniciativa
Durante las décadas de 1970 y 1980, la Oficina de Minas de los Estados Unidos ('USBM') tomó
El líder en el avance de la tecnología HBHM bajo la dirección del Dr. George Savanick. USBM
construyó una herramienta experimental HBHM en la década de 1970 que se probó en: (i) uranífero
minerales de arenisca en cooperación con Rocky Mountain Energy en Wyoming; (ii) arenas petrolíferas en
California en cooperación con Century Oil y (iii) depósitos de fosfato en Florida en
cooperación con Agrico. Como seguimiento de las alentadoras pruebas piloto, Rocky Mountain
Energy construyó una herramienta HBHM a escala comercial que incorpora algunas mejoras sobre el
Prototipo USBM. La herramienta fue diseñada con un sistema educativo de alta presión para limpiar el
esquejes del chorro de regreso a la superficie. Se bombeó agua a un caudal alto por el
herramienta y copia de seguridad de la línea de retorno, más allá de una abertura. En la apertura, se creó un vacío
haciendo que los recortes se transporten dentro de la herramienta a la superficie. Este diseño requirió el
bombeo de agua a alta presión a la boquilla del chorro y al educador. La herramienta fue probada
31
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en la mina de uranio Bear Creek en el condado de Converse, Wyoming. La prueba fue descontinuada
debido a una fuerte caída en los precios del uranio en la década de 1980.
Exitosa prueba piloto de fosfato de Florida
La herramienta de minería desarrollada por Rocky Mountain Energy fue utilizada por Agrico
Compañía minera en una prueba piloto de minería de pozos en el condado de St. John, Florida en el
Mediados de los 80. USBM proporcionó asistencia financiera y aportes técnicos. La prueba piloto minada
1.700 toneladas cortas de fosfato, a razón de 40 toneladas por hora, a una profundidad de 100 metros.
La herramienta HBHM funcionó en una cavidad sumergida y produjo un radio de cavidad de cinco
metros Posteriormente se introdujo una cubierta de aire aumentando el radio de corte a seis
metros
Se agota la financiación de la Oficina de Minas de EE. UU.
Debido a una reducción del presupuesto de investigación de USBM para la tecnología HBHM, y la falta de
interés de la industria, no se hicieron más desarrollos en HBHM hasta la década de 1990 cuando
Layne Christensen Company ('Layne') se comprometió, en nombre de varios mineros
empresas, muestreo a granel de kimberlita en varios depósitos de diamantes en Canadá. Layne
construyó una flota de plataformas de transmisión superior hidráulicas para proporcionar muestras continuas de gran tonelaje
con rotura mínima controlada de diamantes. Refinamiento de la tecnología de transporte aéreo y el
la capacidad de ralentizar las velocidades de manera controlada a medida que la kimberlita vuelve a la superficie, era
Una característica clave del desarrollo tecnológico realizado por Layne.
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Layne Christensen
recogeconstruyó
la holgura
En 1996, Layne
un pequeño sistema HBHM para extraer carbones verticales profundos en el
Gregg River Coal Mine en Alberta, Canadá. Este proyecto, en cooperación con Cominco
Ingeniería, utilizó tecnología de transporte aéreo para hacer fluir carbón a la broca durante la minería continua
operaciones Las tasas de producción probadas fueron tan altas como 40 toneladas por hora a través de un 4 "
sistema de minería de diámetro. Después de este exitoso piloto, se realizó una prueba piloto adicional
emprendido, en cooperación con Cogema, para extraer mineral uranífero en el lago Cluff,
Saskatchewan. Pruebas piloto adicionales y perfeccionamiento de la tecnología para su uso en
La extracción de uranio se realizó con Cameco, Areva y Dennison. Cameco posteriormente
desarrolló un sistema HBHM para usar en Cigar Lake, Saskatchewan. El lago de cigarros
La adaptación utiliza un minero de chorro que permite que los esquejes caigan al fondo del agujero para ser
levantado mecánicamente por un tranvía y ascensor. El mineral se encuentra a 150-300 metros donde
La economía y los intensos niveles de radiación impiden los métodos de minería convencionales.
Desarrollos paralelos en Rusia
En la década de 1980, la Federación Rusa de Perforación adaptó la tecnología USBM
utilizando una bomba de chorro de educción de fondo de pozo y un monitor de chorro deslizante. La limitación del sistema es
que no permite el corte sumergido de mineral bajo el agua y, lo que es más importante, requiere
32
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significativamente más energía para operar. Bajo el diseño ruso, un segundo alto independiente
Se requiere una bomba de volumen y alta presión para crear la energía de educción para el fondo del pozo
bomba. Por el contrario, el diseño avanzado de USBM utiliza la reducción de la densidad del agua para crear
levantar. La tecnología HBHM ha sido probada piloto en la antigua Unión Soviética en varios
depósitos de mineral de hierro, mineral de uranio, mineral de titanio-circonio, aditamentos de oro profundamente asentados y
ámbar. En 2011, la adaptación rusa del sistema USBM se utilizó para extraer un volumen
muestra en el depósito Emily Manganese ubicado en Emily, Minnesota. Las pruebas aún están
en marcha
HBHM entra en la fase de hibernación: no hay más avances
En América del Norte, hubo una larga pausa en la experimentación de tecnología HBHM
hasta principios de 2012 cuando Kinley Exploration LLC ('Kinley') completó una técnica y
evaluación económica de HBHM para el depósito de uranio Hansen ubicado al noroeste de
Canon City, Colorado. El equipo de liderazgo de Kinley estaba compuesto por ex ejecutivos de Layne.
(incluido Colin Kinley) involucrado en el desarrollo de la tecnología HBHM para
muestreo continuo de diamantes a granel y George Savanick, quien dirigió los esfuerzos de USBM en
avanzando la tecnología HBHM durante los años setenta y ochenta. El estudio de escritorio de Kinley, que
no incluyó pruebas de campo, indicó que una sola unidad minera de perforación podría producir
aproximadamente 500,000 lbs. de U3O8 por año a un costo competitivo de US $ 27 por libra
U3O8. Las tasas de producción podrían incrementarse fácilmente operando minería de pozos múltiples
unidades. No se hicieron más progresos hacia la implementación debido a la falta de fondos.
Merlin Diamonds comienza la prueba piloto - Resultados desconocidos
También en 2012, Merlin Diamonds Ltd. ('Merlin'), un diamante de Australia
explorador, contrató a la filial australiana de Kinley (Jet Mining Ltd.) para llevar a cabo una viabilidad
estudio y prueba piloto de HBHM en su grupo de kimberlitas Merlin. Merlin es el dueño
de la mina de diamantes Merlin ubicada en el Territorio del Norte de Australia. Comprende
14 tubos de kimberlita, agrupados en cuatro grupos. Nueve de estas tuberías estaban sujetas a tajo abierto
minería por Rio Tinto durante un período de cinco años a partir de 1998. Las operaciones cesaron
en 2003 cuando se agotó todo el mineral accesible por la minería de superficie convencional. Kinley
preparó un estudio de viabilidad a finales de 2012 confirmando la viabilidad económica de HBHM
tecnología para extraer selectivamente zonas de interés más profundas. La minería de prueba comenzó en
Agosto de 2013. Los primeros resultados fueron prometedores con un anuncio de Merlin el 17
Octubre de 2013 que decía, en parte, lo siguiente:
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APLICACIÓN DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
"Merlin Diamonds Ltd desea anunciar una actualización de su pozo de prueba
operaciones mineras en la mina de diamantes Merlin en el Territorio del Norte. El pozo
La plataforma minera ha estado operando durante más de un mes y ha logrado el éxito en varios
de áreas clave. La herramienta de chorro hidráulico que corta el material de kimberlita en profundidad ha sido
probado para cortar efectivamente la kimberlita desgastada y es capaz de producir cojinetes de diamante
33
Página 32
Mineral adecuado para levantar a través de las barras de minería. El sistema de elevación hidráulica ha demostrado
levanta el material a la superficie del pozo y puede entregar mineral a la pantalla del agitador ubicada en
La superficie del suelo adyacente al pozo. La planta de procesamiento también ha logrado la placa de identificación
capacidad de 75t por hora.
Las tasas de producción experimentadas por la técnica de extracción de pozos requieren
optimizando para garantizar la máxima recuperación y rentabilidad a través de la minería, y completa
utilización de las capacidades de la planta de procesamiento. La compañía está ahora en una etapa para completar
trabajo de ingeniería que aumentará esta tasa de producción. Tasas de producción a través de
La técnica de extracción de pozos se ha logrado en otros depósitos de diamantes y Merlin
El equipo de ingeniería y factibilidad pasará los próximos meses para completar lo necesario
trabajo. Dado lo anterior, la Compañía ha decidido entrar en una pausa de producción hasta que esto
El trabajo de ingeniería está completo para garantizar el máximo retorno de los accionistas. "
No se han proporcionado más actualizaciones a la fecha de este informe. Resultados finales
del ejercicio de minería de prueba será de gran utilidad para evaluar aún más la viabilidad de HBHM
tecnología en general y por su potencial aplicabilidad a la minería selectiva de
depósitos de diamante.
Una instantánea histórica del uso de HBHM
Se muestra una instantánea histórica (incompleta) del uso actual y pasado de HBHM
a continuación en la Tabla 1.
Año
Proyecto
Ubicación
Profundidad
Tipo de mineral
Diamantes Merlin
NT, Australia
El 100-300M
Kimberlita
Presente
Emily Manganese
Emily, Minnesota
200 millones
Manganeso
2003
Estimulación CBM
West Arkansas
250 m
Carbón
2003
Estimulación CBM
Powder River, WY
300 m
Carbón
2000
Estimulación CBM
Zimbabue
600-800 m
Esquisto
1996-presente
Estimulación del agua
Columbia
100-150 m
Arenisca
1996
Minería de carbón
Alberta, Canada
400 m
Carbón
1996
Uranio
Saskatchewan, CA
100 m
Arenisca
1990's
Muestreo de diamantes
Canadá
0-400 M
Kimberlita
1989-presente
Diamantes
Arcángel, Rusia
80-800 M
Kimberlita
1992-1994
Estimulación CBM
Nuevo Mexico
1 KM
Esquisto
1988-presente
Mineral de hierro
Kursk, Rusia
400-800 m
Minerales de óxido
1974-presente
Ámbar báltico
Rusia oeste
15-30 m
Arena de cuarzo
1987-1991
Kolubara
Serbia
20-40 m
Arena de cuarzo
1970-1990
Uranio
Kazajstán occidental
100 m
Piedra de arcilla
1980
Fosfato
St.Johns, Florida
70-80 m
Fosfato
1979
Arenas petrolíferas
Taft, California
25-50 m
Arenas petrolíferas
1976-1977
Uranio
25-35 m
Uranio
2013 Presente
2010 -
Conversar,
Wyoming
34
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APLICACIÓN DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
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1976
Wilkeson, WA
15-30 m
Carbón
1976-presente
Minería de carbón
Circonio
Ucrania
40-100 M
Arena de cuarzo
1978-1982
Oro
Región del lago Bajkal
60-80 m
Grava
Titanio-
Tabla 1 - Uso histórico de la minería hidráulica de pozos
Hitos históricos de referencia de rendimiento de HBHM
Un resumen de los puntos de referencia de rendimiento logrados en varios Estados Unidos
Las operaciones de minería de prueba piloto de HBHM se resumen en la Tabla 2 a continuación (Summers, 1995).
Media
Fecha Tipo de mineral
(Metros)
1976
Carbón
Chorro
Total
Profundidad Presión media Tasa de minería
Montones
Ubicación
(TPH)
32
99
48
Wilkerson, WA
1977 Uranio
26
18 años
66
940
Casper, WY
1979
39
44
14
990
57
2
55
830
San Agustín, FL
3
32
20
?
Diamante negro, WA
Arena de aceite
1980 fosfato
1980
Carbón
55
(Bar)
Taft, CA
Tabla 2 - Puntos de referencia del rendimiento de la minería hidráulica
(Veranos 1995)
El trabajo sobre la tecnología HBHM sigue silenciado
El trabajo para comercializar la tecnología HBHM se ha silenciado durante los últimos tres
décadas. Con el inicio de los recortes presupuestarios de USBM para la investigación de HBHM en la década de 1980, y
seguimiento limitado del interés de la industria, el progreso ha sido mínimo. Los únicos promotores activos
de la tecnología en este momento son Kinley / Jet quienes están progresando en la minería de prueba del
Kimberlitas de Merlín en Australia y, como parte de la prueba piloto de Merlín, experimentar con un
sistema que permite que la sarta de perforación permanezca estacionaria mientras los cortadores en el cabezal de minería
rotar continuamente. Los sistemas anteriores inspirados en USBM han utilizado todos los sistemas de bajo par
atornillados juntos que limitan efectivamente la capacidad de fresado.
3.2 Metodología
HBHM tiene una huella pequeña
Para cualquier operación de HBHM, se perfora un agujero de diámetro relativamente pequeño en el objetivo
recurso. Una vez que se perfora el pozo a través del intervalo de recursos, se corta la pared lateral y
desagregado con agua a alta presión y aire. El sistema luego levanta el mineral cortado al
superficie. HBHM permite la extracción de minerales subterráneos que no se pueden extraer económicamente
por métodos convencionales de minería a cielo abierto o subterránea. Típicamente, la pequeña huella
para que la plataforma de perforación perfore el acceso al mineral, y la plataforma minera para cortar y levantar el mineral, requiere
35
34
solo acceso temporal a corto plazo con un impacto mínimo al medio ambiente. Emocionante
ya no es necesaria una sobrecarga significativa y el uso de la tierra se limita al acceso directo.
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APLICACIÓN DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
Figura 12 - Minería hidráulica del pozo ('HBHM')
(Fuente: www.blackrangeminerals.com)
Figura 13 - Sistema hidráulico integrado de minería de pozo ('HBHM')
(Fuente: www.blog.kmtwaterjet.com)
36
Página 35
HBHM puede operar en un entorno saturado de agua
Es importante destacar que HBHM permite operaciones en cuerpos de mineral sumergidos o de alto flujo de agua.
permitiendo a los operadores acceder a depósitos previamente considerados inaccesibles,
antieconómico, o ambos. Donde se inunda la superficie, la plataforma de perforación y el soporte auxiliar
El equipo y los materiales se pueden montar en una barcaza. Ver Figura 14 a continuación. Con
procedimientos de perforación y carcasa apropiados, el sistema permite el acceso a través de la superficie o
agua subterránea sin perturbar los flujos y fuentes de agua subterránea regional. Agua subterránea
puede protegerse de la recarga o descarga de flujos entre acuíferos y cualquier contaminación
del objetivo cuando está sellado. Minería a través de un agujero objetivo, perforado directamente y
específicamente en el recurso, permite la recuperación económica de depósitos específicos. Esta habilidad
minar selectivamente en un ambiente saturado de agua permite una alta clasificación sin el
efectos dilutivos de la eliminación de sobrecarga.
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APLICACIÓN DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
Figura 14 - Minería de pozo hidráulica montada en gabarra para Kimberlita extraída anteriormente
(Fuente: www.jetmining.com)
HBHM más efectivo en depósitos de alta relación de tira
HBHM es más efectivo cuando se puede acceder directamente a una zona de mineral específica a través de
un orificio perforado a través de una sobrecarga no económica o en un depósito cuya geometría (p. ej.
tubos de kimberlita verticales con alta relación de tira) no permite una extracción eficiente a través de
métodos convencionales. Del mismo modo, la aplicación de HBHM a cuerpos de mineral planos (p. Ej.
fosfato, arenas minerales, uranio) es ventajoso ya que evita la sobrecarga alta
costos de remoción implicados por los métodos convencionales de minería a cielo abierto. Depósitos en aguas altas
Los entornos de mesa también se prestan al uso de la tecnología HBHM.
37
Page 36
3.3 Consideraciones sobre el chorro de agua
Cómo los chorros de agua cortan la roca
Los chorros de agua desagregan el mineral al inducir la falla en el punto más débil del objetivo
superficie. Mucho más que con herramientas mecánicas, es posible que entre un chorro de agua
y explotar estos planos de debilidad, eliminando así el mineral a un corte significativamente más bajo
presiones de lo contrario se requerirían.
Estudios pasados
El estudio de cortar rocas utilizando un chorro de agua de alta velocidad (es decir, chorro de agua) data
de la década de 1960 (Farmer and Attewell, 1964, Brook and Summers, 1968) cuando el
Se investigaron el mecanismo y las condiciones de umbral requeridas para romper las rocas. Granjero
y Attewell (1964) encontraron que un chorro de agua con velocidad insuficiente no podría
corta rocas pero simplemente lava los granos mal cementados de la superficie de la roca. Era
determinó que, dada la misma presión, un diámetro de boquilla mayor (es decir, mayor caudal)
permite una mayor profundidad de corte (Harris y Mellow, 1974). Otros estudios de Rehbinder
(1977, 1978, 1979) postuló que los chorros de agua, en una microescala, crean un elevador hidráulico contra
granos en la superficie objetivo y lavar tales granos lejos siempre que la presión de corte de
El chorro supera la resistencia a la erosión de los granos. Rehbinder (1979) fue más allá y
desarrolló modelos predictivos de tales fuerzas y dinámicas de corte. Engin (2012) examinado
Profundidades de corte con chorro de agua abrasivo en 42 tipos diferentes de piedra natural. Su estudio
descubrió que la dureza de la roca, la resistencia a la abrasión de la superficie y la densidad de las rocas eran las más
propiedades significativas de la roca que afectan la profundidad de corte. Presión de impacto del chorro de agua y
la velocidad transversal de la herramienta fueron los parámetros operativos más importantes que afectaron el corte
profundidad.
Muchas complejidades: difíciles de modelar
Hay demasiadas variables y complejidades en la operación de un sistema de chorro de agua.
para permitir una teoría unificada que describa la corriente de agua desde su primera formación
en un chorro de agua hasta el momento en que se retira el material de la superficie objetivo. Incluso en el
desarrollo del flujo desde un orificio, la condición del paso del flujo aguas arriba y el
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APLICACIÓN DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
La forma del orificio en sí tendrá un efecto significativo en la condición del chorro cuando salga del
boquilla y el contenido de energía de seguimiento y distribución que el chorro retiene en la superficie
impacto.
Los costos de los insumos de energía deben medirse contra la producción económica
Una clave para evaluar la viabilidad de HBHM para un cuerpo mineral particular es determinar
la potencia hidráulica neta y el volumen necesarios para desagregar la roca y moverla a
38
Page 37
La entrada de retorno del sistema minero. A menudo, la desagregación del rock es técnicamente
factible, pero el costo del aporte de energía excede el valor económico del mineral que se extrae.
El umbral y la presión de corte son variables clave
Una variable clave para determinar la viabilidad de HBHM es la presión umbral; es decir, el
presión mínima requerida para que el chorro de agua penetre en el material objetivo. Esto puede
También debe considerarse como la presión mínima necesaria para empujar el agua detrás de la roca
partículas y se desagregan igual. La economía general del sistema HBHM está relacionada con el
presión de corte práctica necesaria para desagregar el mineral para que el sistema pueda devolverlo
a la superficie a una velocidad lo suficientemente rápida y un consumo lo suficientemente bajo de energía y costo para
Hacer HBHM económicamente viable. Una útil 'regla general' es que la presión de corte
es de tres a cuatro veces el umbral de presión requerido para cortar la roca (Rehbinder, 1979).
Para aplicaciones típicas de HBHM, la presión de corte se limita a un máximo práctico de
5,000 psig dadas las limitaciones de los equipos y componentes disponibles actualmente. Tipos de minerales
que tienen una presión de corte superior a este límite no son candidatos adecuados para HBHM
tecnología.
Figura 15 - Sección de boquilla de chorro de agua
(Fuente: www.blog.kmtwaterjet.com )
Prueba de chorro de agua del núcleo de perforación necesaria para determinar la presión de corte
Como parte de la fase de estudio de factibilidad de cualquier proyecto HBHM, las muestras de núcleos de perforación
someterse a pruebas de chorro de agua para determinar el umbral y las presiones de corte para individuos
secciones del cuerpo mineral objetivo. En el caso de las tuberías de kimberlita, el máximo de 5,000 psig
límite implica que solo las secciones de kimberlita meteorizada más blandas serán susceptibles de ser selectivas
minería con tecnología HBHM. Es probable que las secciones no erosionadas sean demasiado duras o densas
ser cortado económicamente con un chorro de agua.
3.4 Física del chorro de agua '101'
La potencia hidráulica es un producto de presión y caudal
La potencia hidráulica neta de un chorro de agua, E , es el producto de la presión y
el caudal de fluido en el chorro y es un determinante clave de la viabilidad económica del
operación. La potencia hidráulica de un chorro de agua se puede expresar de la siguiente manera:
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38
E = ⦗(1.666 • P) • Q⦘ / 1000
(1.1)
Dónde:
PAG
mi
Caballos de fuerza hidráulicos del chorro de agua (kW)
Q
Presión del chorro de agua (bar)
Caudal del chorro de agua (litros / min)
(Nota: en inglés Unidades: Caballos de fuerza = [Presión (psi) × Caudal (gpm)] / 1,714)
La tasa de flujo es función del diámetro y presión de la boquilla
El caudal se controla mediante la presión de la línea de alimentación y el diámetro del
boquilla
que se puede expresar como:
= 1 • 2 • √P
(1.2)
Dónde:
1
Q
Caudal del chorro de agua (litros / min)
PAG
Parámetro determinado empíricamente que indica la eficiencia del chorro de agua. UNA
mayor 1 representa menos pérdida de energía cuando el chorro de agua sale de la boquilla.
Diámetro de la boquilla (en milímetros)
Presión del chorro de agua (bar)
La velocidad del chorro de agua es función de la presión
A su vez, la velocidad del chorro de agua que sale de la boquilla está relacionada con el chorro de agua.
presión
en
la línea de alimentación que se puede expresar como:
0 = 2 • √P
(1.3)
00
Dónde:
2
PAG
Velocidad de salida del chorro de agua (m / seg)
Parámetro empíricamente determinado
Presión del chorro de agua (bar)
La fuerza de reacción es función de la presión y el caudal
La fuerza de reacción inducida por el chorro de agua también es un efecto combinado de la
presión y caudal, expresados como:
40
Página 39
= 3 • √P • Q
(1.4)
Dónde:
3
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PAG
Q
Fuerza de reacción (Kg)
Parámetro empíricamente determinado.
Presión del chorro de agua (bar)
Caudal del chorro de agua (litros / min)
La energía específica es la métrica clave para medir la eficiencia
Otra medida útil de la eficiencia relativa de un chorro de agua es la energía específica .
Esto se define como la cantidad de energía requerida para eliminar una unidad de volumen de material de
la superficie de trabajo, o más específicamente:
Energía específica = Energía / Volumen eliminado
(1.5)
Donde
= 4 • P •la energía se define como:
(1.6)
Sustituyendo
= 4 • P • 1 • 2 •de
√Pla ecuación (1.2) el caudal, Q , produce:
(1.7)
Eq.
= 4 1(1.7)
• P • se
√Ppuede
• 2 reorganizar y escribir como:
(1.8)
41
Dónde:
PAG
Producto de parámetros empíricamente determinados 1 y 4 .
Presión del chorro de agua (bar)
Diámetro de la boquilla (en milímetros)
Para determinar el volumen eliminado , comenzamos con la expresión simple para determinar
el volumen eliminado por segundo, que es simplemente el producto de la profundidad y el ancho de la ranura
y corte de distancia por segundo, o:
41
Page 40
. = Profundidad • Ancho • Distancia de corte
(1.9)
Sabemos por estudios previos (Summers 1995) que la profundidad de corte varía
aproximadamente linealmente con presión y a la potencia 1.5 con diámetro de boquilla que,
cuando
=
5 • P •se
1.5 sustituye en la ecuación. (1.9) produce la siguiente ecuación:
••
(1.10)
55
Dónde:
PAG
Parámetro empíricamente determinado
Presión del chorro de agua (bar)
Diámetro de la boquilla (en milímetros)
Velocidad de desplazamiento con la que la boquilla se mueve sobre la superficie (en milímetros por
segundo.)
Como la energía específica es equivalente a la energía por volumen eliminado , dividimos
√
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Eq.
=
( 4(1.8)
1 • P por
• √Pla• ecuación.
2 ) / ( 5 • P (1.10)
• 1.5 produciendo:
• •)
(1.11)
= ( 4 1/5 • Eq.
√P) (1.11)
/ (√ •) se puede simplificar a:
(1.12)
4 1/5
Dónde:
1
dividido por 5 empíricamente determinado
Producto de parámetros empíricamente determinados
4
y
PAG
Presión del chorro de agua (bar)
Diámetro de la boquilla (en milímetros)
Velocidad de desplazamiento con la que la boquilla se mueve sobre la superficie (en
milímetros por segundo)
La energía específica aumenta con la presión del chorro
La ecuación (1.12) demuestra claramente que la energía específica del corte por chorro de agua
aumenta con la presión del chorro y disminuye con los aumentos en el diámetro o la boquilla de la boquilla
velocidad de desplazamiento.
42
Page 41
3.5 Distancias de corte
La efectividad del corte disminuye con la distancia de separación
Los chorros de agua se dispersan con la distancia después de ser emitidos por una boquilla. La distancia
desde el orificio de la boquilla hasta el objetivo generalmente se denomina "distancia de separación". los
A mayor distancia en la atmósfera, más aire queda atrapado en la corriente en chorro.
Debido a esta dispersión, la potencia neta (calculada por el producto de presión y
volumen) y la capacidad de corte asociada del chorro disminuye con la distancia desde la boquilla.
Figura 16 - Patrón de ruptura de un chorro de agua
(Fuente: www.blog.kmtwaterjet.com)
Distancia de corte limitada a 200 diámetros de boquilla
El trabajo de Leach y Walker (1966), y la experiencia en la industria, han dado un útil
'regla general' de que los chorros de agua cortarán aproximadamente 150 a 200 diámetros de boquilla de
El extremo exterior del orificio del chorro. Más allá de este rango, hay una disminución rápida en la presión del chorro
y la fuerza de corte correspondiente.
La presión disminuye exponencialmente con la distancia de separación
Yanaida (1974), Leach y Walker (1966) y Fowkes y Wallace (1968)
midió la caída de presión en un chorro de agua en función de la distancia desde la salida de la boquilla.
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Según
su análisis,
se aproxima
por: para una distancia de separación no dimensional, X, la caída de presión
00
= • X −0.8
, para <
(1.13)
Dónde:
00
Presión total (psi)
Presión de estancamiento del chorro de agua (psi)
Longitud no dimensional de la región central inicial del chorro de agua.
43
Page 42
X
Distancia de separación no dimensional
Para X> 350, la presión disminuye más rápidamente.
Figura 17 - Yanaida (1974) - Patrón de dispersión de chorro
(Fuente: www.blog.kmtwaterjet.com)
Como se muestra en la Figura 18 a continuación, la presión disminuye exponencialmente con la separación
distancia según la ecuación de aproximación de Yanaida (1.13).
Presión para distancia de separación no dimensional
0.8
0.7
0.6
0.5 0.5
re
0.4 0.4
ssu
re
PAG
0,3
0.2 0.2
0.1
00
00
0.5 0.5
1
1,5
2
2.5
3
Distancia de separación no dimensional
Figura 18 - Yanaida (1974) - Caída de presión adimensional con distancia
A continuación (Figura 19) hay un gráfico típico de caída de presión con distancia de separación
para dos boquillas idénticas La única diferencia entre las dos boquillas es que una tiene
sección de entrada recta de cuatro pulgadas que reduce la turbulencia y mejora la presión de impacto.
En la Sección 3.6 se presenta más discusión sobre las consideraciones de diseño de boquillas.
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Figura 19 - Perfil típico de pérdida de presión con una distancia de separación creciente
(Veranos 1995)
La profundidad de corte también disminuye rápidamente con la distancia de separación
Similar a la caída de presión, la profundidad de corte también disminuye dramáticamente con
distancia como se muestra en la Figura 20 a continuación.
Figura 20 - Perfil típico de profundidad de corte con aumento de la distancia de separación
(Verano de 1995)
Cortar distancias en areniscas uraféricas - 16 metros de diámetro
Pruebas de inyección realizadas por el USBM para una prueba de HBHM en la piedra arenisca Teapot en
El condado de Natrona, Wyoming en 1978 resultó en un corte de la cavidad minera a una distancia radial de
7.5 metros desde el centro del pozo (15 metros, diámetro). La presión del chorro de corte
variaba de 1,700 a 3,000 psi. Una presión de chorro de corte de 2.500 psi parecía ser la más
práctico. Se usó un diámetro de boquilla de aproximadamente 0,50 pulgadas, dando una descarga de chorro
45
Page 44
de aproximadamente 325 GPM a 2,500 psi. El chorro pudo atravesar arenisca uranífera
a una distancia radial de 8 metros (16 metros de diámetro) del pozo.
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Distancias de corte en depósitos de fosfato - 11 metros de diámetro
El USBM realizó pruebas de HBHM en fosfato con un chorro sumergido en
1980 en el condado de St. John, Florida. Un chorro de 1 "de diámetro, en este caso operando a 1,800 psi,
demostró ser efectivo para extraer fosfato a una distancia radial de 5.5 metros (11 metros de diámetro)
del pozo En este caso, la cavidad estaba completamente sumergida en agua. Cuando el jet fue
equipado con una cubierta de aire que inyecta una corriente de aire tubular alrededor de la corriente de agua a 250 psi
y un bajo volumen de 150 scf / m, el radio de la cavidad había aumentado en un 20% de 4.5 a 5.5
metros
Las cubiertas de aire mejoran la distancia de corte en entornos sumergidos
La mayor productividad obtenida a través de la cubierta de aire es el resultado de reducir
La densidad del medio en el que se cortaba el chorro. El medio dentro de la cubierta de aire
es menos viscoso que el agua que lo rodea, por lo que el chorro pierde energía con menos rapidez en el aire
cubierta que cuando está cortando a través del agua. La combinación de una presión de aire aún mayor
y flujos de aire de mayor volumen, dentro de un entorno sumergido, deben extender ambos
alcanzar y aumentar la potencia hidráulica neta efectiva en la cara. Esto aún está por ser
confirmado en la práctica, pero la teoría lo dicta así.
3.6 Consideraciones sobre mecánica de fluidos y boquillas
Efectividad de corte muy influenciada por la presión de impacto y las características de la boquilla
El mecanismo de corte primario en un sistema HBHM es la conversión de cinética.
energía del chorro de agua en presión de impacto (también conocida como presión de estancamiento), actuando
en la roca La presión de impacto máxima "P" que se puede producir (por encima de
presión estática ambiental) está relacionada con la velocidad del agua " 0 " en la salida de la boquilla como se establece en
Ecuación (1.14) a continuación:
P=1
2
2
•ρ•0
(1.14)
PAG
Dónde:
ρ
2
)
3
Presión del chorro de agua (N /
00
)
Densidad de masa del fluido del chorro (kg /
Velocidad de salida del chorro de agua (m / seg)
Como la velocidad del fluido disminuye con la distancia desde la boquilla, el impacto
la presión, P, es en el mejor de los casos proporcional al cuadrado de la velocidad de salida de la boquilla, 0 . Mientras no
establecido explícitamente en la ecuación. (1.14), las características de la boquilla también determinarán en gran medida
La presión de impacto del fluido sobre la roca objetivo.
46
Página 45
Física del flujo de fluido a través de la boquilla
Las ecuaciones de movimiento (es decir, continuidad, impulso, etc.) que rigen el flujo ideal.
a través de un orificio se emplean para modelar el flujo de fluido. Aplicando la ecuación de Bernoulli
entre dos puntos (por ejemplo, los puntos 1 y 2) en el flujo a través de la boquilla, y descuidar
cualquier cambio en la elevación entre los dos puntos, produce la siguiente relación:
1
ρ1
2
+1
2
2
=2
ρ2
+2
2
(1.15)
1
2
Dónde:
ρ1
1
2
2
ρ2
2
2
Presión de fluido (N /
) en el punto 1
3
) en el punto 1
Densidad de masa del fluido (kg /
2 ) en el punto 2
Velocidad del fluido (m / seg) en el punto 1
3 ) en el punto 2
Presión de fluido (N /
Densidad de masa del fluido (kg /
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Velocidad del fluido (m / seg) en el punto 2
La ecuación de continuidad proporciona una segunda relación entre las velocidades del fluido en
y ρ2 2como
ρPuntos
1 • 1 •1
1=
• 2 • 2sigue:
(1.16)
ρ1
1
Dónde:
3
) en el punto 1
Densidad de masa del fluido (kg /
2 ) en el punto 1
Velocidad del fluido (m / seg) en el punto 1
1
Área de sección transversal (
ρ2
3
2
) en el punto 2
Densidad de masa del fluido (kg /
2 ) en el punto 2
Velocidad del fluido (m / seg) en el punto 2
2
Área de sección transversal (
Si las áreas de flujo son circulares, como se encuentra en las tuberías, entonces 2 se puede expresar de la siguiente manera:
2= 1
2+ 2 • ( 1- 2) / ρ
2
(1.17)
Si ρ 1 = ρ 2 , y desde
44
A=π•2
(1.18)
47
Página 46
Entonces
1•1
2= 2• 2
1
2
o
(1.19)
=2•(2
2
1
2
)
(1.20)
Por
lo tanto, sustituyendo la ecuación. (1.20) en la ecuación. (1.17), rendimientos:
2
2= 2
2• ( 2
1 ) 4 +2 • ( 1 - 2 ) / ρ
(1.21)
Simplificando la ecuación. (1.21) rendimientos:
2 = 2(1-2)
ρ [1− ( 2
1)4]
(1.22)
Cálculo de la velocidad de salida en inglés y unidades métricas
Si 2 es la velocidad de salida del fluido desde la boquilla, entonces la ecuación. (1.22) proporciona un
relación explícita entre la caída de presión a través de la boquilla y el diámetro del tubo ascendente.
La siguiente ecuación proporciona la velocidad de salida del chorro de agua en unidades inglesas suponiendo
3 o 1,000
3.
el agua es el fluido de trabajo y ρ = 62.4
2
= 12,19 •
2(1-2)
[1− ( 2
1)4]
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(1.23)
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Donde P está en psi y V está en pies / seg.
2 = 44,72 •
2(1-2)
[1− ( 2
1)4]
(1.24)
Donde P está en MPa y V está en m / seg.
Cálculo del flujo volumétrico en inglés y unidades métricas
Con la velocidad del chorro de agua conocida, se puede establecer el caudal volumétrico
ya
Q =que
•A
(1.25)
48
Page 47
Q
Dónde:
V
UNA
Velocidad de flujo (litros por minuto o galones estadounidenses por minuto)
2)
Velocidad de salida del chorro de agua (m / seg o ft2 /ℎseg)
Área de sección transversal del orificio de la boquilla (
Como se establece en la ecuación. (1.25), ya que 2 es la velocidad de salida de la boquilla, multiplicada por
área de sección transversal produce el flujo volumétrico de salida. Las siguientes ecuaciones proporcionan el
caudal en inglés y unidades métricas.
Q = 29.85 • 2
(1-2)
2•
[1− ( 2
1)4]
(1.26)
Donde P está en psi y, d está en pulgadas y Q está en galones estadounidenses por minuto (GPM).
Q = 2.68 • 2
(1-2)
2•
[1− ( 2
1)4]
(1.27)
Donde P está en MPa y, d está en mm y Q está en litros por minuto (LPM).
Coeficiente de cuentas de descarga para imperfecciones de boquilla
Las ecuaciones anteriores para el caudal suponen un coeficiente de descarga de 1.0. los
El coeficiente de descarga es un factor experimental que explica las imperfecciones y
pérdidas por fricción asociadas dentro de la boquilla (por ejemplo, turbulencia, área de sección transversal de flujo de
la boquilla no es igual al área real de la sección transversal, etc.). Para dar cuenta de estos
ineficiencias, el caudal real,
, es el caudal teórico (es decir ) multiplicado por
el
coeficiente
de
descarga
determinado
empíricamente
para la boquilla específica empleada, o
=•
(1.28)
Dónde:
Caudal real (litros por minuto o galones estadounidenses por minuto)
Índice de flujo teórico (litros por minuto o galones estadounidenses por minuto)
Coeficiente de descarga de boquilla específica
El coeficiente de descarga se determina experimentalmente
En la práctica, el coeficiente de descarga se determina experimentalmente (o se proporciona
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por el fabricante de la boquilla) y siempre es inferior a uno. En caso de que no se conozca su valor,
Se puede estimar midiendo . Esto es importante como la estimación del poder.
49
48
requisitos depende de la magnitud de . El perfil de la boquilla y otras características.
(p. ej., acabado superficial interno, flujo de turbulencia, etc.) tiene un impacto significativo en el valor de
. El valor de aproximaciones 1.0 para una boquilla de alta calidad.
El desgaste de la boquilla se puede controlar midiendo el caudal a lo largo del tiempo
Las ecuaciones (1.26) - (1.28) son útiles ya que para una bomba dada, con un flujo máximo
velocidad y presión, se puede determinar un tamaño máximo de boquilla. También se pueden usar para
Monitorear el desgaste de la boquilla ya que las reducciones de presión se reflejan a medida que aumenta la boquilla
diámetro para un caudal dado.
Con el caudal y la presión conocidos, se puede calcular la potencia hidráulica
Con el caudal y la presión conocidos, la ecuación. (1.1) puede usarse para calcular el
potencia
hidráulica ('E') de una boquilla, es decir:
E = P • / 1714
(1.29)
mi
Dónde:
PAG
Caballo de fuerza
Presión del chorro de agua (psi)
Tasa de flujo real (galones estadounidenses por minuto)
O,
E = 16.66 • P •
(1.29)
mi
Dónde:
PAG
Vatios
Presión del chorro de agua (MPa)
Caudal real (litros por minuto)
Como se establece en las Ecuaciones (1.1), (1.28) y (1.29), la potencia hidráulica del chorro de agua en el
La salida de la boquilla es el producto de la presión y el caudal.
La potencia hidráulica es función del diámetro y la presión de la boquilla.
Si las ecuaciones anteriores. (1.26) - (1.28) se sustituyen en las ecuaciones. (1.1), (1.28) y (1.29),
la potencia se convierte en función de la presión y el tamaño de la boquilla como se expresa a continuación:
E=2
3
2
•
(1.30)
50
Página 49
mi
Dónde:
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PAG
Vatios
Diámetro de boquilla (mm)
Presión del chorro de agua (MPa)
La potencia hidráulica varía según el diámetro del cuadrado de la boquilla y la potencia de presión de tres mitades
Como se establece en la ecuación (1.30), la potencia hidráulica del chorro de agua que sale de la boquilla
varía según el cuadrado del diámetro de la boquilla y la potencia de la presión en tres mitades.
En otras palabras, la potencia de salida es más sensible a los cambios en el diámetro de la boquilla que la presión.
(Ver ejemplo en los párrafos a continuación). Esta relación subraya la importancia de
minimizando y controlando el diámetro de la boquilla del chorro. Doblar el diámetro de la boquilla
aumenta la potencia hidráulica del chorro de agua en un factor de cuatro mientras duplica la presión
aumenta la potencia en un factor de 2.8.
La importancia del tamaño de la boquilla
Las bombas utilizadas en los sistemas HBHM suelen funcionar con un desplazamiento positivo.
base, lo que significa que un volumen fijo de agua sale de la bomba y entra en la entrega
línea a la boquilla cada minuto. Cuando todos los demás puntos de venta están cerrados, este volumen debe pasar
a través del orificio en el cuerpo de la boquilla. El jet adquiere su velocidad final como resultado de
tener que pasar a través del pequeño orificio en la boquilla. La presión de la bomba es que
que se requiere para conducir el volumen total de agua a través del orificio de la boquilla. Así, con
una bomba que produce un flujo constante de agua, la presión del chorro de agua que sale del
El orificio de la boquilla está controlado por el tamaño del orificio de la boquilla.
Un ejemplo de la vida real
Donde el caudal es de 20 lpm y la presión requerida es de 350 bar, podemos calcular
El tamaño del orificio requerido de la siguiente manera:
Un litro de agua ocupa 1,000 cc. Así 20 litros ocuparán 20,000 cc. Si esto
debe pasar por el orificio en un minuto, luego una sexagésima parte de esto, o 333 cc, mucho pase
a través de cada segundo. En un mundo ideal, la velocidad que generará una presión dada
está dada por la ecuación (1.3), a saber:
0 = 2 • √P
(1.3)
00
Dónde:
2
PAG
Velocidad de salida del chorro de agua (m / seg)
Parámetro empíricamente determinado que indica la eficiencia del chorro de agua.
Presión del chorro de agua (bar)
51
Página 50
Usando un 2 que ha sido empíricamente determinado como 17.14 (Summers 1995), y
sustituyendo una presión de chorro de 350 bar en la ecuación 1.3 se obtiene la velocidad del chorro, 0 , de la siguiente manera:
0 = 17,14 • √350 = 321 m
s
(1.31)
Por lo tanto, el chorro debe moverse a través del orificio seleccionado a 321 m / so 32.100 cm / seg.
Como nos movemos mucho 333 cc cada segundo, esto implica que el orificio debe ser 333 / 32,100
= 0.01037 cm2 De la ecuación simple para el área de un círculo:
=
4
• 2,
(1.18)
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Esto es equivalente a un diámetro de 1,15 mm.
Pequeños cambios en el tamaño de la boquilla de gran impacto velocidad y presión de chorro
Para resumir lo anterior, para obtener una presión de 350 bar de una bomba que está poniendo
con 20 lpm de agua necesitaríamos conducir esa agua a través de un agujero de aproximadamente 1.15 mm
diámetro. Pequeños cambios en el tamaño de la boquilla pueden tener un efecto significativo en la presión del chorro ya que
demostrado en la Tabla 3 y la Figura 21 a continuación (Summers 1995). Un aumento modesto en
El tamaño del diámetro de la boquilla de 1.00 a 1.15 mm, con un flujo de volumen constante de 20 lpm, reduce
velocidad del fluido de 424 a 321 (m / seg) y presión de chorro de 613 a 350 bar.
Boquilla
Diámetro
(mm)
1.00
Boquilla
Volumen
Fluido
Zona
Fluir
(cm. cuadrados)(lpm)
0.00785
20
Velocidad
(m / seg)
424
Chorro
Presión
(bar)
613
1.05
1.10
1,15
1.00
0.00865
0.00950
0,01038
0.00785
20
20
20
21
385
351
321
446
504
419
350
675
1.00
1.00
0.00785
0.00785
22
23
467
488
741
810
Tabla 3 - Rendimiento relativo del chorro para diferentes tamaños de boquilla
(Veranos 1995)
52
51
Presión de chorro versus diámetro de boquilla
650
600
)
R550
UNA
E500
(B
R
450
ESSU
R
PAG
400
CHORRO
350
300
0,95
1.00
1.05
1.10
1,15
1.20
DIÁMETRO DE BOQUILLA (MM)
Figura 21 - Presión de chorro (Bar) vs. Caudal (lpm)
Los cambios en la velocidad de flujo también tienen un gran impacto en la presión del chorro
La velocidad de flujo también tiene un efecto significativo sobre la presión del chorro. (Ver Figura 22 a continuación).
Aumentar el caudal de 20 a 23 lpm (es decir, 15%) aumentará la presión de la bomba
requerido para entregar ese volumen a través del mismo orificio de 1.00 mm de diámetro de 613 a
810 bar, o aproximadamente el 30%.
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Presión de chorro frente a caudal
850
) 800
R
UNA
E750
(B
R
ESSU
700
R
PAG
CHORRO
650
600
19,5
20
20,5
21
21,5
22
22,5
23
23,5
TASA DE FLUJO (LPM)
Figura 22 - Presión de chorro (Bar) vs. Caudal (lpm)
53
Page 52
Lo anterior destaca la sensibilidad de los parámetros de diseño de la boquilla y su
influencia crítica en el rendimiento general de un sistema HBHM.
Una complicación de la vida real: coeficiente de descarga
Los cálculos anteriores están algo idealizados e ignoran el mundo real.
complicaciones La complicación más importante es la suposición subyacente de que el
el chorro de agua se descargará de la boquilla al mismo tamaño del orificio. De hecho, el
el agua convergerá a un tamaño más pequeño que el orificio, ya sea dentro o justo afuera de la boquilla
cuerpo. Esto da como resultado un área más pequeña y, por lo tanto, una velocidad de descarga más rápida para el agua. A
Para tener en cuenta este efecto, es necesario multiplicar el área de la boquilla por un coeficiente
de descarga. Esto puede variar de aproximadamente 0,60 para un diseño de boquilla deficiente a aproximadamente
0.95 para un muy buen diseño de boquilla. Labus (1989) ha documentado los cálculos y
ecuaciones que interrelacionan el caudal a través de un sistema y la presión y la tubería y
diámetros de chorro. Además, proporciona ejemplos de coeficientes de descarga para diferentes genéricos
formas de boquilla. Su análisis está más allá del alcance de esta tesis.
El diseño de la boquilla es un componente crítico en un sistema HBHM
A pesar del hecho de que el diseño y el rendimiento de la boquilla es un componente crítico
de un sistema HBHM, ha recibido poca atención de investigadores anteriores y en
pruebas piloto Considerablemente mayor atención de la industria y académica se ha centrado en
Diseño de boquilla para aplicaciones de corte y limpieza que implican altas presiones (70,000 psi)
y caudales bajos (<25 gpm) donde la boquilla se puede mantener relativamente cerca del objetivo
material. Tales diseños son inadecuados para aplicaciones HBHM que requieren mayor
boquillas, presiones más bajas (<5,000 psi), caudales más altos (> 250 gpm) y un punto muerto más largo
distancia para lograr volúmenes económicos de corte. Un desafío técnico adicional único
al diseño de la boquilla de chorro de agua HBHM es el requisito para redirigir el flujo de agua 90 grados
desde el conducto del pozo hasta la entrada de la boquilla. Al hacer este giro, el flujo de agua
desarrollar un componente de turbulencia en remolino que deteriorará severamente la coherencia de
el chorro de agua si no se cuenta adecuadamente en el diseño de la boquilla.
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Figura 23 - Parámetros de diseño de la boquilla de chorro de agua
(Fuente: www.blog.kmtwaterjet.com)
Estudios pasados
El primer estudio importante del diseño de la boquilla de chorro de agua fue realizado por Rouse et. Alabama.
(1952) para mejorar el rendimiento de los monitores de extinción de incendios. Esto fue seguido por un
estudio definitivo de Leach y Walker (1966) que evaluaron la efectividad del corte de rocas
a través de un espectro de diseños de boquillas. Su estudio se refería principalmente al efecto de
forma de la boquilla en la reducción de velocidad causada por el paso del chorro de agua a través de
aire. Como demostró su estudio, el diseño de la boquilla tiene un efecto importante en el
desintegración del chorro y, por lo tanto, a la velocidad del chorro a cierta distancia de la boquilla.
El estudio de Leach y Walker concluyó que la forma más efectiva fue la propuesta en
un estudio anterior de Nikonov y Shavlovskii (1961). La simplicidad del diseño Nikonov.
se encuentra en las dos partes de la boquilla. El primero de ellos es la sección de aceleración de fluidos.
con el canal estrechado linealmente en un ángulo incluido de 13 grados desde el diámetro de la tubería hasta
El tamaño del orificio. La segunda sección, la sección recta o 'garganta', se fija a 2.5 veces
El diámetro de la boquilla. La Figura 24 a continuación ilustra el diseño clásico de la boquilla Nikonov.
Figura 24 - Diseño de la boquilla Nikonov
(Fuente: www.blog.kmtwaterjet.com)
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El trabajo posterior en Rusia sugiere que el ángulo cónico se debe disminuir a medida que
la velocidad del chorro aumenta y, por el contrario, se puede aumentar de 18 a 20 grados en el chorro más bajo
presiones para un rendimiento óptimo del chorro de agua (Summers, 1995). Una variedad de diseños de boquillas.
se representa en la Figura 25 a continuación.
Figura 25 - Variedad de diseños de boquillas de chorro de agua
(Fuente: www.blog.kmtwaterjet.com)
Enderezadoras de flujo: una característica necesaria de los diseños de boquillas HBHM
En aplicaciones HBHM, el flujo de chorro de agua debe girarse 90 grados desde el
conducto de perforación a la entrada de la boquilla. El giro del fluido tiene el potencial de generar
turbulencia severa y spin. Si el flujo retiene un alto grado de turbulencia a medida que pasa
a través de la boquilla, luego la estructura del chorro más allá de la boquilla y la efectividad del corte
Ser subóptimo. Estudios anteriores han sugerido que la tubería inmediatamente anterior a la
la boquilla debe estar recta y alineada con el eje de la boquilla durante al menos 100 diámetros de boquilla para
minimizar el flujo de turbulencia en la boquilla. Este diseño de lujo no es posible en HBHM
sistemas debido al pequeño diámetro del pozo. Trabajo posterior realizado por investigadores.
introdujo un 'enderezador de flujo' detrás de la sección de la boquilla que produce resultados aceptables
en distancias mucho más cortas que la sección recta idealizada de 100 diámetros de boquilla.
Se han introducido y mostrado varias geometrías y configuraciones de enderezadores de flujo.
en la práctica para ser efectivo en minimizar la turbulencia. (Ver la Figura 26 a continuación, por ejemplo
geometrías para alisadores de flujo). Shavlovskii (1972) ha demostrado que una plancha de flujo
puede reducir la longitud de la sección recta de un diámetro de boquilla ideal de '100' a '10'.
Dentro de la sección de enderezador, recomienda que las placas lineales del estabilizador
debe ser 2-4 veces el diámetro del tubo interior. Además recomienda que allí
Debe haber un espacio entre el dispositivo de enderezamiento del flujo y la entrada de la boquilla de menos de dos
diámetros de tubería.
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Figura 26 - Geometrías de muestra de enderezador de flujo (Summers 1995)
Boquillas buenas vs boquillas malas
Las boquillas de la misma forma y tamaño no necesariamente dan el mismo chorro
actuación. Consideraciones sutiles de diseño interno pueden resultar en diferencias considerablemente
resultados de rendimiento. Como propuesta general, las opciones de diseño deben servir para minimizar
turbulencia. Los bordes rectos y las transiciones bruscas que dan lugar a un giro fluido deben ser
evitado En el caso de orificios múltiples, es beneficioso dividir el flujo de fluido central
antes de la aceleración en las entradas de boquillas individuales. (Figura 27 a continuación de Summers (1995)
ilustra un diseño de boquilla interna “mala” versus “buena” para un sistema de dos chorros. Tenga en cuenta la división
del flujo de fluido central antes de la aceleración en las entradas de boquillas individuales.
Figura 27 - Comparación del diseño de boquilla incorrecta ('a') versus buena ('b') para el sistema de dos chorros (Fuente:
www.blog.kmtwaterjet.com)
Acabado, flujo, rectitud y forma son clave
Los parámetros más importantes para el diseño de la boquilla interna son:
• acabado superficial interno de la boquilla;
57
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• rectitud del flujo hacia el orificio; y
• conformación de las transiciones de la boquilla interna, siendo 'cónico' preferible a 'afilado'
Si bien la distancia de corte efectiva en la práctica generalmente se limita a un máximo de
A 200 diámetros de boquilla del orificio, puede ser mucho menor para una boquilla mal construida
de las mismas dimensiones. Summers (1995) presenta una ilustración convincente del jet
Rendimiento para diseños de boquilla 'Malos' (Figura 28) frente a 'Buenos' (Figura 29) de idénticos
dimensiones para un sistema de dos chorros.
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Figura 28 - Diseño de boquilla 'mala' - Perfiles de presión para el sistema de dos chorros (Summers 1995)
Figura 29: diseño de boquilla 'buena': perfiles de presión para el sistema de dos chorros
(Veranos 1995)
58
57
Diseño de boquillas para aplicaciones HBHM - Estudio de Lohn y Brent
Para abordar los requisitos únicos de las aplicaciones HBHM, el USBM financió un
estudio del diseño óptimo de boquillas para excavación mineral (Lohn y Brent, 1976). los
El objetivo del estudio de Lohn y Brent fue proponer diseños de boquillas mejorados para HBHM
aplicaciones donde los caudales y las distancias de separación son grandes y el flujo de agua debe ser
redirigido 90 grados desde el conducto del pozo a la entrada de la boquilla. Diseño específico
Las consideraciones en su estudio fueron las siguientes:
• El radio del pozo es de 9 pulgadas, lo que permite solo 4 pulgadas para el torneado de flujo, 4
pulgadas para la contracción de la boquilla y 1 pulgada para el espacio libre;
• Una velocidad previa a la boquilla de 20 pies por segundo. se supone; y
• Se requiere un caudal de agua de más de 200 gpm y una presión de 1,500 + psi.
Conclusiones del modelo de Lohn y Brent - Turbulence Matters
Lohn y Brent desarrollaron una serie de ecuaciones diferenciales para modelar la dinámica de fluidos
de flujo de agua a través de un diseño de boquilla idealizado. Luego desarrollaron un número
solución para su sistema de ecuaciones diferenciales que produjo el siguiente general
conclusiones:
• No es deseable una gran curvatura en la entrada de la boquilla porque puede causar
separación de la capa límite.
• No es deseable una gran curvatura en la salida de la boquilla porque puede causar cavitación.
• La longitud de la boquilla debe mantenerse pequeña para aumentar la aceleración y
disminuya el grosor de la capa límite en la salida de la boquilla. La brevedad de la
la boquilla está limitada por consideraciones de separación / cavitación.
• La consideración del diseño debe dar prioridad al diámetro del chorro en lugar de la boquilla
diámetro.
Diseño de boquilla cuadrada recta recomendada para aplicaciones HBHM
Lohn y Brent recomendaron un diseño cuártico-recto para aplicaciones HBHM
con un medio ángulo de salida de 20 grados. (Ver Figura 30 a continuación). Advirtieron que especial
Se requiere atención de diseño para redirigir el flujo de agua a 90 grados del pozo
conducto a la entrada de la boquilla para minimizar el componente de remolino e introdujo un flujo
sección curva y enderezada en su diseño final. Finalmente su análisis sugirió que
La mayoría de las aplicaciones HBHM requerirán una presión de al menos 2,000 psi y un caudal de más de 200
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gpm para optimizar la efectividad del corte.
59
58
Figura 30 - Diseño de boquilla Lohn y Brent HBHM
(Fuente: www.blog.kmtwaterjet.com)
Diseño de Lohn y Brent encontrado efectivo en pruebas piloto de HBHM
El diseño de Lohn y Brent se incorporó en un diseño posterior de USBM
Herramienta HBHM y resultó ser efectiva en una serie de pruebas piloto que involucran uranio, carbón
y minerales de fosfato (Ver Sección 3.1). Dado el uso limitado de la industria y las pruebas de HBHMboquillas específicas, es probable que se realicen más mejoras de diseño.
3.7 Importancia de la presión y los caudales
Corte de matriz de roca debido a la potencia en el chorro de agua
Cortar la matriz de roca o minar con chorros de agua se debe a la energía en una corriente de agua y
La transmisión de este poder a una roca causando fragmentación. El poder se imparte
al agua por una bomba que empuja un volumen dado de agua por unidad de tiempo en una línea de alimentación
mientras almacena energía de presión en él. Esta agua a presión fluye a través de la línea de alimentación a un
boquilla de chorro que tiene un orificio con un diámetro mucho más pequeño que el de la línea de alimentación.
Como el flujo constante de agua llega a la boquilla, el agua debe acelerar a un nivel alto.
velocidad para escapar a través del orificio. El agua se forma así en una corriente coherente,
o chorro, de agua a alta velocidad.
El control de turbulencia es crítico
El control del flujo de agua es crítico para maximizar la eficiencia de corte. Extenso
El trabajo se ha completado durante los últimos cincuenta años para determinar el tamaño óptimo del chorro y
dimensión. La minimización de la turbulencia dentro del sistema es de suma importancia y
crítico para el diseño de cualquier sistema HBHM. La turbulencia puede ingresar al sistema a muchas
puntos que comienzan con el sistema de bombeo, en el giro de noventa grados que se requiere para volver
Oriente el chorro desde el pozo hasta la superficie de la roca, dentro de la boquilla a medida que fluye el agua
aumenta la velocidad antes de la salida de la boquilla, en líneas, accesorios de tubería, válvulas, etc. Sistema
60 60
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los componentes deben seleccionarse cuidadosamente teniendo en cuenta la minimización de turbulencias. Porque
de pérdidas de línea, turbulencia y otras ineficiencias físicas y mecánicas, no es inusual
en la práctica, hasta el 85% de la energía de entrada se disipará antes de que el agua alcance su
objetivo (Ver Sección 3.9).
Energía cinética de chorro de agua convertida en presión de impacto en la superficie de la roca
La corriente de agua en movimiento solo puede funcionar cuando impacta la superficie de la roca. Una vez
el agua sale de la boquilla, ya no está bajo presión pero ha almacenado energía en forma
de energía cinética. Para que una bomba empuje un volumen dado de agua a través de una línea de alimentación y
boquilla, debe ejercer una presión sobre el agua. Esta presión se gasta de dos maneras; por
conducir el agua a través de la línea de alimentación desde la bomba hasta la boquilla y empujar el agua
a través de la boquilla a mayor velocidad. Cuando el chorro de agua llega a la roca, el
La energía cinética se convierte en una presión de impacto que penetra y fragmenta la
rock.
3.8 Penetración de roca
Penetración de roca dependiente de parámetros de herramienta y tipo de mineral
El corte de un tipo de roca específico depende de una multitud de factores que involucran
tanto las propiedades físicas de la roca como los parámetros operativos de la herramienta. Dureza, superficie
La resistencia a la abrasión y la densidad de la roca son las propiedades de roca más importantes para
evaluando la efectividad del corte. Desde el lado de la herramienta, el caudal y la velocidad del agua son los
parámetros clave que determinan la efectividad del chorro de agua para fragmentar la roca
cara. El primero es el volumen de agua que golpea la superficie de la roca (es decir, el caudal) y el segundo
siendo la velocidad del agua (es decir, la presión de impacto). La presión de impacto rompe la roca.
y los fragmentos son transportados lejos de la roca por el flujo de agua. El poder
del chorro de agua es el producto de la presión y el caudal, es decir, la ecuación. (1.1) Lo más eficiente
El uso de la energía en el chorro se logra seleccionando esa combinación de presión y flujo
califica qué fragmentos y lleva el mayor volumen de roca por unidad de tiempo. Esta
la combinación proporcionará efectivamente suficiente flujo de agua y presión para causar
impacto en la superficie de la roca para hacer que se fragmente en una suspensión con sólidos lo suficientemente pequeños como para
regrese por el tracto aéreo y sea recuperado a través del equipo HBHM en la superficie.
Modelo de penetración de rocas de Farmer y Attewell
En el estudio seminal de Farmer y Attewell (1965) sobre la penetración de rocas por chorro de agua,
utilizaron el concepto de transferencia de impulso para predecir la penetración de un chorro en una roca
objetivo. Llegaron a la conclusión de que la profundidad de penetración (o corte) era directamente proporcional a
El impulso del proyectil como se indica en la siguiente ecuación:
=
• • ( 0- )
(1.32)
61
60
Dónde:
Profundidad de penetración
00
Constante empírica dependiendo de las propiedades mecánicas del material objetivo.
y del proyectil
Áreas transversales del proyectil.
Misa del proyectil
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Velocidad de impacto terminal
Velocidad crítica a la cual ocurre primero la penetración
El volumen importa
La forma del cráter también tiene una influencia importante en su volumen. Si el cráter es
cilíndrico, su volumen, VOL , es proporcional a S y, por lo tanto, a la velocidad de impacto, 0 , para
las mismas constantes de proyectil Sin embargo, a velocidades más altas y en materiales duros y frágiles.
donde el impacto conduce a la rotura irregular y un cráter cónico o en forma de campana, VOL es mejor
definido como proporcional a la energía cinética del impacto, es decir
= 1 • •0
2
2
(1.33)
Dónde:
Volumen de penetración
1
Constante empírica dependiendo de las propiedades mecánicas del material objetivo.
y del proyectil
Misa del proyectil
Velocidad de impacto terminal
00
Los resultados del estudio Farmer y Attewell son útiles pero limitados
El estudio de Farmer y Attewell destacó la importancia del diseño de boquillas en
proyectando un chorro de agua cohesivo para maximizar la efectividad del corte. También enfatizó
La necesidad crítica de minimizar la turbulencia en la boquilla. Sus estudios experimentales
sugirió que para una penetración máxima en rocas más blandas, el diámetro de la boquilla sea inferior a 3
mm es deseable y para rocas más duras se prefiere un diámetro de boquilla aún pequeño. Para la minería
aplicaciones, sugirieron una bomba capaz de entregar hasta 50 lpm a una presión de hasta
7000 kg / sq. cm sería deseable. Aunque el estudio Farmer y Attewell dio algunos
Indicación del rendimiento relativo de un jet en un objetivo, no incluía ninguna
consideración de la respuesta objetivo como un medio para predecir la profundidad de penetración real.
Por lo tanto, se requería trabajo teórico adicional. Fue Rehbinder quien proporcionó esto
trabajo crítico de seguimiento.
62
Página 61
Teoría de Rehbinder: cómo los chorros de agua cortan la roca: un gran paso adelante
En una serie de artículos, Rehbinder (1977, 1978, 1979) propuso un modelo teórico
en una microescala para describir cómo un chorro de agua corta rocas. La idea subyacente es que si un
el chorro de agua golpea la superficie de una roca, el agua comienza a penetrar en los poros entre los granos.
Si el chorro atraviesa la superficie, la penetración cesa una vez que pasa. Esto implica que
la penetración tiene lugar durante el tiempo de exposición T = d / v , donde d y v son los
diámetro y velocidad de desplazamiento del chorro, respectivamente. Rehbinder considera dos casos.
En el primer caso, la presión de estancamiento del chorro 0 es menor que la presión umbral de
la roca ℎ lo que implica que el chorro no causa daños en la superficie de la roca. En el segundo
en caso de que la presión de estancamiento del chorro sea mayor que la presión umbral ( ℎ ) del
roca (es decir, 0> ℎ ) lo que implica que los granos se separan de la roca a un ritmo
igual a la velocidad media a la que el agua pasa un grano. Se supone que la velocidad ṽ es
dada
ṽ = por la ley de Darcy para el flujo a través de un medio poroso, es decir:
•
(1.34)
Dónde:
ṽ
Velocidad de desagregación de grano
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Permeabilidad modificada de la roca.
Viscosidad dinámica del agua
Presión de agua en los poros.
La fuerza de elevación hidráulica hace el corte
Si 0
< ℎ , no se produce erosión pero, sin embargo, el agua penetra en la roca
a una cierta profundidad dada por la ley de Darcy y el tiempo de exposición. Si, sin embargo,
> ℎ0 , el
los granos no solo pasan por el agua penetrante sino que también se eliminan grano por grano
fuerzas de elevación hidráulicas que Rehbinder define de la siguiente manera:
=V
(1−)
•
(1.35)
Dónde:
V
Fuerza hidráulica que actúa contra un grano de roca expuesto a un chorro de agua debido a
arrastre viscoso.
Volumen del grano de roca
Porosidad del grano de roca.
Presión de agua en los poros.
63
Page 62
Figura 31 - Ilustración de Rehbinder (1979) Fuerza de elevación hidráulica de gotas de agua (Fuente:
www.blog.kmtwaterjet.com)
Si el mineral es impermeable, no se realiza ningún corte
La ecuación de Rehbinder (1.35) también se conoce como la presión umbral y
implica que si no se permite que el agua ingrese a la roca, no habrá acción de arrastre viscosa
en los granos y sin daños. Este resultado algo sorprendente fue confirmado
experimentalmente por Rehbinder. Otra consecuencia interesante de la ecuación (1.35) es que
Una roca de grano grueso es más fácil de penetrar y cortar que una muestra de grano fino de la misma.
tipo ya que la fuerza es proporcional al volumen del grano.
Velocidad y geometría de corte
La velocidad a la que se crearía una ranura o corte, siempre que el chorro de agua fuera
dado el tiempo suficiente para penetrar en la superficie, Rehbinder determinó que era:
ɦ
= ṽ,
(1.36)
donde ɦ es la profundidad de la ranura y ṽ es la velocidad de desagregación del grano como se establece en la ecuación
(1.34). La ecuación (1.35) requiere la presión en la profundidad de la ranura que tiene Rehbinder
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propuesto para ser dado por la relación:
= -ɦ
0
(1.37)
Dónde:
00
Presión en la profundidad de la ranura.
Presión de estancamiento del chorro de agua
64
Page 63
ɦ
Constante empírica para un tipo de roca específico
Profundidad de la ranura
Ancho de la ranura
Las ecuaciones (1.34) a (1.37) se pueden usar para resolver una serie de ecuaciones diferenciales para obtener
la relación que mientras la presión generada en la parte inferior de la ranura exceda
umbral de presión ( ℎ ), entonces la geometría de la ranura estará definida por:
ɦ
=1
• log (1 + • • 0
•ḹ•
•)
(1.38)
Dónde:
ɦ
Profundidad de la ranura
Ancho de la ranura
Constante empírica para un tipo de roca específico
Permeabilidad modificada de la roca.
00
Presión de estancamiento del chorro de agua
ḹ
Viscosidad dinámica del agua
Diámetro medio del grano
Presión de agua en los poros.
Tiempo de exposición T = d / v , donde d es el diámetro del chorro y v es la velocidad transversal.
T
Esto a su vez define la profundidad máxima a la que se puede cortar la ranura como:
max ( ɦ
) = 1 • log ( 0
ℎ
)
(1.39)
Dónde:
ɦ
Profundidad de la ranura
00
ℎ
Ancho de la ranura
Constante empírica para un tipo de roca específico
Presión de estancamiento del chorro de agua
Umbral de presión
Las formas de corte varían con la distancia de separación y la velocidad transversal
La Figura 32 a continuación ilustra la variación de la forma de corte con la distancia de separación y
Tasa transversal.
sesenta y cinco
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Aumento de la distancia de separación →
Tasa de desplazamiento creciente ↓
Figura 32 - Geometría de la variación de la forma de corte con distancia de separación y velocidad transversal
(Veranos 1995)
El corte de rocas depende de la presión umbral y la resistencia a la erosión
En el tercer artículo de Rehbinder (1979) avanza su trabajo anterior desarrollando un
Conjunto más robusto de modelos de corte predictivo para tipos de roca específicos. Él postula que el
dos parámetros de roca que son relevantes cuando una roca es ranurada por un chorro de agua son: (i) el
Presión umbral (ecuación 1.35); y (ii) la resistencia a la erosión que define de la siguiente manera:
∝1
ḹ
• (ḹ )2
(1.40)
Dónde:
ḹ
Resistencia a la erosión
Diámetro medio del grano
Diámetro medio de poro
La ecuación (1.40) implica que la resistencia a la erosión es proporcional a la inversa de la
diámetro de grano debido al hecho de que se supone que la tasa de avance tiene lugar en pasos de
magnitud ḹ, el diámetro medio del grano. Esto quiere decir que la velocidad y profundidad de corte
son una función inversa del tamaño de grano; es decir, una roca de grano más grande es más fácil de cortar a una mayor
profundidad que rocas de grano más fino. Trabajo experimental de Rehbinder, Summers (1995) y
otros han confirmado que esto es así.
66
Página 65
La eficiencia de corte aumenta con la velocidad transversal hasta el límite
A partir de las ecuaciones (1.38) y (1.39), Rehbinder predijo que la eficiencia de corte de ranuras
aumentaría con la velocidad de desplazamiento hasta cierto límite inherente, que era una función de la roca
permeabilidad. Para roca permeable, este límite sería de aproximadamente 100 m / seg. Figura
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33 ilustra esto para dos tipos de rocas idénticos con la única diferencia de ser sus respectivos
permeabilidad. Como se observa en la Figura 33, la permeabilidad de las rocas tiene un impacto significativo en el corte.
eficiencia que sugiere que las propiedades estructurales son críticas para predecir eficiencias de corte.
El tema de las propiedades físicas frente a las propiedades estructurales se explora con más detalle en la próxima
sección (Sección 3.9).
Figura 33 - Perfiles típicos: penetración de profundidad frente a velocidad transversal para dos permeabilidades de roca
(Veranos 1995)
El mundo real es más complejo que las ecuaciones de Rehbinder
Las pruebas posteriores de las ecuaciones de Rehbinder en experimentos de laboratorio han arrojado
resultados mixtos (Summers 1995) que sugieren que la naturaleza es más compleja que la de Rehbinder
Modelos predictivos. A pesar de esto, el trabajo de Rehbinder ha proporcionado un sólido
bases teóricas que requerirán mejoras adicionales en futuras investigaciones.
En la práctica del mundo real, se requerirán pruebas de laboratorio para hacer una determinación inicial
de los ajustes de velocidad de flujo y presión adecuados para lograr el corte de roca deseado
volúmenes y eficiencias. Se requerirán pruebas piloto para hacer ajustes a estos
parámetros junto con las dimensiones finales y el diseño del chorro de agua antes de la
inicio de operaciones a escala comercial.
67
Página 66
3.9 Propiedades de la roca: física versus estructural
Investigación histórica centrada en las propiedades físicas de las rocas
La efectividad de corte del chorro de agua es una función tanto del funcionamiento
parámetros de la herramienta (p. ej., presión de impacto, volumen de agua, velocidad de desplazamiento, etc.) y específicos
propiedades de la roca (por ejemplo, densidad, dureza, resistencia a la compresión y a la tracción, porosidad, grano
tamaño, densidad y distribución de fracturas, etc.). Varios investigadores en las últimas cinco décadas.
ha intentado desarrollar modelos analíticos y / o empíricos para predecir el corte
efectividad de chorros de agua y herramientas mecánicas (p. ej. cabezales de corte). Thiruvengadam (1965)
propuso una serie de ecuaciones que definen la "resistencia a la erosión" en función del impacto del fluido
fuerza y la fuerza del material objetivo. Heymann (1970) amplió este trabajo al
Desarrollar un modelo predictivo alternativo de resistencia a la erosión basado en datos empíricos.
y consideraciones dimensionales. Kinoshita et. Alabama. (1972) descubrieron que el volumen erosionado era
inversamente relacionado con la resistencia a la compresión de la roca. Del mismo modo, en un examen de
doce propiedades físicas de siete tipos diferentes de rocas, Summers (1972) encontró que el
la profundidad de corte se correlacionó más estrechamente con dos propiedades de roca; es decir, el inverso de
resistencia a la compresión y dureza Shore. Tecen (1982) examinó la herramienta asistida por chorro de agua
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corte de rocas e hipotetizó que el mejor predictor de la efectividad del corte era roca
resistencia a la compresión, índice de penetración de cono NCB, porosidad y densidad de micro
fracturas Agus et. Alabama. (1993) correlacionó la energía específica (ecuación 1.5) del corte por chorro de agua
con dos propiedades principales de la roca, es decir, la resistencia de carga puntual de la roca y la sónica
Velocidad de onda de las ondas P propagadas a través de la masa rocosa. Tiryaki (2006) investigó
La relación entre las medidas de fragilidad de la roca y la resistencia a la fractura en determinadas
corte de energía para varios tipos de rocas y concluyó que el índice de indentador de cono NCB de una roca
La medida fue el mejor predictor de la energía de corte específica. Engin (2012) realizó un
análisis exhaustivo de la profundidad de corte del chorro de agua abrasivo para 42 piedras naturales y encontrado
que la dureza Shore, la resistencia a la abrasión de la superficie de Bohme y la densidad de rocas fueron las más
propiedades significativas de la roca que afectan la profundidad de corte.
Las propiedades de las rocas estructurales son más importantes
Si bien los estudios mencionados anteriormente (y muchos más no citados) sugieren varios exámenes físicos
propiedades de la roca (especialmente resistencia a la compresión y dureza) como predictores importantes de
efectividad del corte por chorro de agua, es fácil citar ejemplos contrarios que sirven para
demostrar sus limitaciones colectivas. Summers (1995) lo hizo cortando dos rocas de
Resistencia a la compresión y dureza superficial aproximadamente iguales en la misma herramienta transversal
velocidad y otros parámetros del chorro de agua. Los cortes en la piedra caliza de grano más fino fueron
considerablemente más pequeño que en la arenisca de grano más grande, lo que sugiere que estructural
Las propiedades de la roca son quizás tan importantes como las propiedades físicas, si no más.
68
Page 67
Es probable que la densidad de fractura sea un factor de control
Como Rehbinder (1980) ha sugerido, los chorros de agua atacan una roca al inducir fallas en
El punto más débil en la superficie y levantando hidráulicamente granos individuales de los existentes
fracturas y grietas en el macizo rocoso. En términos de rendimiento de corte, el control
Es probable que los parámetros físicos de la roca sean la densidad de fractura (inversamente relacionada con el grano
tamaño) y la energía superficial de la roca. Como la mayoría de las masas de roca son heterogéneas y
anisotrópico, desarrollando un modelo de predicción analítica o empírica que lo abarque todo
La eficacia de corte probablemente seguirá siendo un objetivo difícil de alcanzar. Esto ha sido subrayado aún más
por Alehossein et. Alabama. (2004) quienes demostraron que incluso para muestras extraídas de la misma
afloramiento rocoso, con geología uniforme, geoquímica y mineralogía, variaciones en la fractura
tamaño y distribución, resistencia a la compresión no confinada y resistencia a la tracción pueden ser
significativo.
Griffith proporciona una ecuación básica para el crecimiento de fracturas
Las fracturas y su propensión a crecer y expandirse bajo presión hidráulica son clave
a la realización de un chorro de agua. Griffith (1920, 1924) utilizó argumentos termodinámicos para
determinar las condiciones necesarias para una grieta (o fractura, usamos las palabras indistintamente)
crecer debido a una carga aplicada. Su modelo simplificado comprendía una muestra de roca de longitud.
L , ancho h , y espesor t , que contiene una grieta delgada de longitud 2 c que se extiende perpendicular a la
lado de longitud L . Se imaginó que una carga de tracción T se aplica a la roca colgando masa
Estoy conectado a la roca por un cable que pasa sobre una polea sin fricción. Griffith más allá
asumió que su sistema está en equilibrio con la longitud de la grieta que tiene una longitud c . El total
La energía del modelo idealizado de Griffith consiste en la energía de deformación elástica en la roca, la
energía superficial de la grieta y el potencial gravitacional de la masa.
El análisis de Griffith depende de la idea de que, a medida que crece una grieta, se necesita energía para
crea una nueva área de superficie y esto solo es termodinámicamente posible si la extensión del
El crack permite que disminuya la energía total del sistema. En el modelo de Griffith, lo crítico
La longitud de la grieta para maximizar la energía total en función de c se encuentra mediante la fijación de todos los demás
variables y tomando la derivada de la energía total del sistema. La maxima energia
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existirá donde la derivada es igual a cero y se puede encontrar resolviendo la ecuación:
=
+
+
=0
do
do
do
(1.41)
do
do:
Dónde:
:
Media longitud de la grieta
:
:
Energía total del sistema
Energía elástica
: Energía gravitacional
Energía superficial
69
Página 68
A través de varios supuestos y sustituciones, la ecuación (1.41) se convierte en:
4 • γ • t - 2•π•
=0
2•t•c
(1.42)
:
Dónde:
γ:
Longitud de la grieta
Energía superficial por unidad Longitud de la grieta Superficie
El de
módulo
de Young
: Esfuerzo
tracción
:
t:
Espesor de la muestra de roca
Como se ve en la ecuación anterior (1.42), la derivada de la energía total del sistema es
positivo para valores pequeños de c y negativo para valores grandes de c.
Al simplificar y reorganizar los términos de la ecuación (1.42), uno puede resolver el
longitud crítica c ∗ por encima de la cual las grietas son termodinámicamente libres para crecer a tracción fija
estrés de fuerza (ver Jaeger, JC et. al (2007).
c ∗ = 2•γ•
π•
2
(1.43)
c ∗ : longitud crítica de grietas por encima de la cual las grietas son termodinámicamente libres para crecer
Dónde:
γ:
:
Energía
superficial por unidad Longitud de la grieta Superficie
: Esfuerzo
de tracción
El módulo de Young
Extensión de Bieniawski del modelo de crecimiento de fracturas de Griffith
Bieniawski (1967), basándose en trabajos anteriores de Griffith, reorganizó los términos de
Ecuación (1.43) para determinar el esfuerzo crítico de tensión en el cual una grieta de longitud inicial
c podrá crecer. Esto produce la ecuación (1.44), el esfuerzo de tracción crítico que es un
condición necesaria que debe cumplirse para que el crecimiento de grietas sea termodinámicamente
posible.
= √ (2γ / πc)
(1.44)
: Estrés extensible uniaxial aplicado en la punta de la grieta
Dónde:
γ:
:
Energía superficial por unidad Longitud de la superficie de la grieta
El módulo de Young
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do:
Media longitud de la grieta
Si bien la ecuación (1.44) es una condición necesaria que debe cumplirse para el crack
crecimiento, no es en sí mismo suficiente para causar el crecimiento. La condición suficiente es
que el esfuerzo de tensión en la punta de la grieta también debe ser lo suficientemente grande como para romper el átomo
los enlaces en la punta se agrietan. Sin embargo, como lo señaló Jaeger JC et. Alabama. (2007), esta última condición
en la práctica siempre se satisfará como la concentración de tensión en la punta de una grieta elíptica
de una pequeña relación de aspecto es bastante grande.
Una implicación notable de las ecuaciones (1.43) y (1.44) es que las pequeñas grietas (es decir,
pequeña c) requerirá tensiones relativamente grandes para permitir el crecimiento de grietas mientras que las grietas grandes
crecerá en condiciones de menor tensión de tensión.
La
<√ condición
(2γ / πc) dada en la ecuación. (1.44) sugiere que para
(1.45)
La grieta no se extenderá.
Para la condición donde la tensión en la punta de la grieta excede el valor devuelto por
Ecuación
(1.44), es decir
> √ (2γ / πc),
(1.46)
la grieta crecerá a medida que se cruza alrededor de granos individuales, liberándolos y exponiéndolos
Las fracturas subyacentes a la penetración por el chorro de agua.
El modelo de Griffith es útil pero tiene limitaciones en el mundo real
El modelo seminal de Griffith, y sus variaciones y extensiones posteriores, proporcionan un
Marco útil para comprender la formación de grietas. Sin embargo, el modelo simplista de Griffith
tiene sus limitaciones para predecir el comportamiento del mundo real de la falla de rocas. Numerosos investigadores
ha intentado desarrollar enfoques alternativos y más complejos para predecir la falla de rocas
con resultados mixtos Estos están más allá del alcance de esta tesis, pero Patterson y Wong
(2005) y Yuan y Harrison (2006) han revisado numerosos enfoques estocásticos que,
en teoría, enfrentarse mejor a las complejidades de una masa de roca anisotrópica heterogénea.
La mayoría de estos enfoques implican la división de la masa rocosa en un discreto más pequeño
unidades / bloques con cada uno asignado parámetros físicos y probabilidades. Relaciones
entre las unidades discretas también se definen matemáticamente y varios enfoques de solución
se emplean para predecir la falla de rocas. Todos estos modelos predictivos sufren desafíos en
71
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derivando entradas de datos realistas, así como abrumadora matemáticamente y computacional
complejidad a medida que aumenta el tamaño de las unidades de datos.
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La presencia de fluidos agrega complejidad
La presencia de fluidos del chorro de agua agrega una complejidad significativa a la
predicción de falla de rocas y propagación de fracturas. En rocas duras como el granito, el flujo de fluidos
ocurre predominantemente a través de fracturas existentes en lugar de a través de la matriz de roca debido a
La baja permeabilidad de la roca. La presión del fluido en las fracturas de roca puede causar fractura de roca.
movimiento, aumentar la apertura de la fractura o incluso causar la propagación de la fractura. Fractura
la propagación cambiará la conductividad del fluido y creará nuevas rutas de flujo. Por lo tanto, la
La interacción entre la respuesta mecánica de fractura y el flujo de fluido es crítica para predecir
falla de roca.
Se han utilizado dos enfoques fundamentales para modelar la acción hidromecánica en
medio de roca El primero es un enfoque implícito que emplea métodos de elementos finitos.
incorporando la Ley de Darcy y modelos de flujo de fluidos a través de medios porosos. El segundo es
Un enfoque numérico explícito donde el flujo de fluido y la respuesta mecánica son
simulado usando un proceso iterativo de paso de tiempo.
Una estrategia de solución numérica para el proceso de flujo hidráulico de fractura
Un ejemplo de este último enfoque es una estrategia de solución numérica para la fracturación.
proceso de flujo hidráulico implementado en el sistema de modelado de fracturas informáticas, FRACOD,
desarrollado por Shen, B. et. Alabama. (2014) Si bien sus detalles están más allá del alcance de esta tesis,
La estrategia de solución básica es la siguiente:
Paso 1
El flujo de fluido ocurre entre los dominios de fractura y las fugas de fluido hacia la matriz de roca. El fluido
El flujo entre los dominios de fractura se calcula utilizando la Ley Cúbica (Witherspoon, PA
et. Alabama. 1980) en el que la 'transmisividad del fluido' es proporcional al cubo de apertura y al
gradiente de presión. Más específicamente, se calcula el caudal ( Q ) entre dos dominios
como sigue:
=3
12
• ΔP
(1.47)
Q:
Dónde:
:
:
Tasa de flujo
Fractura
AperturadeHidráulica
ΔP: gradiente
de presión
fluido
Viscosidad
fluida
:
Longitud del elemento
72
Page 71
La fuga del dominio de fractura hacia la matriz de roca ( ) se calcula de la siguiente manera:
=
• -0
(1.48)
: Fuga del dominio de fractura a la matriz de roca
Dónde:
:
:
:
Permeabilidad de la roca
Viscosidad
fluida
: presión
de poro inicial
Presión
de
fluido
del dominio de fractura
:
0
Distancia efectiva de fuga
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Paso
2 de fluido provoca cambios en la presión del fluido del dominio. El nuevo dominio de presión debido al fluido
El flujo
El flujo durante un período de tiempo pequeño (Δ t ) se calcula de la siguiente manera:
(+ Δ) = 0 + • • Δ
V
-••Δ
V
(1.49)
: Presión del dominio en el tiempo (+ Δ)
Dónde:
0 : presión de poro inicial
: Módulo de fluido a granel
Q:
: Hora de caminar
Tasa de flujo
V:
: Fuga del dominio de fractura a la matriz de roca
Volumen del dominio de fractura
Paso 3
Los cambios en la presión del fluido causan deformación por fractura. La deformación por fractura es
calculado utilizando el Método de Discontinuidad de Desplazamiento ("DDM") (Shen, B. et. al 2014)
donde las nuevas presiones de fluido en los dominios de fractura son los esfuerzos de límite de entrada. Después
Considerando la presión del fluido en el dominio de fractura (elementos), el sistema de ecuaciones
para calcular las discontinuidades de desplazamiento del elemento se da a continuación:
yo
σs =
norte ij
norte
j
∑ DA
ss
s
=
j 1
yo
ij
+ ∑ DA
sn
j
yo
- )σ( s
norte
00
=
j 1
norte
ij
norte
j
σ norte= ∑ DA
ns
s
ij
+ ∑ DA
nn
j =1
j
i=1aN
yo
(1.50)
- )σ( norte0 0
norte
j =1
73
Page 72
yo
yo
σ los esfuerzos cortantes y normales del elemento i , respectivamente;
donde yσrepresentan
s
norte
yo
) σ(,)s ( 0 0 σ
ij
UNA
ss , ...,
yo
norte0 0
son las tensiones de campo lejano transformadas en el cizallamiento de grietas y las direcciones normales.
ij
j
UNA
son los coeficientes de influencia, y
nn
DD,
s
j
norte
representar desplazamiento
discontinuidades del elemento j que son incógnitas en el sistema de ecuaciones.
Etapa 4
La deformación por fractura altera el volumen del dominio, cambiando la presión del fluido en dominios.
La nueva presión de dominio se calcula de la siguiente manera:
′ (+ Δ) = (+ Δ) - • Δ •
V
′: Nueva presión de dominio en el tiempo (+ Δ)
Dónde:
: Presión del dominio en el tiempo (+ Δ)
: Módulo de fluido a granel
:
: Hora de caminar
Fractura Apertura Hidráulica
:
(1.51)
V:
Longitud del elemento
Volumen del dominio de fractura
Las nuevas presiones de fluido del dominio se utilizan para calcular la velocidad de flujo entre dominios.
en el Paso 1. Los pasos 1-4 se repiten hasta alcanzar el tiempo de fluido deseado y una solución estable
se consigue.
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Matemáticamente más simple pero requiere un tiempo de computación significativo
Mientras que el Shen B. et. Alabama. (2014) la estrategia de solución es matemáticamente más simple que
modelos implícitos de flujo de fluidos a través de medios porosos, requiere pequeños incrementos de tiempo
y, en consecuencia, tiempos de cómputo largos para alcanzar una solución estable.
Es probable que los desarrollos futuros provengan de la investigación de fracturación hidráulica de la industria petrolera
En resumen, las propiedades de la roca más importantes para predecir la eficiencia de corte son
Es probable que sea estructural y no físico. La presencia de fluidos del chorro de agua representa
Una capa adicional de complejidad. Mientras que algunas propiedades físicas (por ejemplo, compresivo
resistencia, dureza, etc.) se correlacionan, hasta cierto punto, con las propiedades estructurales que son probables
para servir solo como indicadores crudos de la capacidad de una masa de roca para cortar por chorro de agua.
Una mejor comprensión de las condiciones que rigen el inicio de la fractura, el crecimiento y el
La presurización de tales fracturas por el chorro de agua es necesaria para desarrollar modelos mejorados.
74
Page 73
de la física del corte de rocas mediante chorro de agua. Tal conocimiento es más probable que
provienen de desarrollos en curso en fractura hidráulica en la industria petrolera en lugar de
de la industria minera. La industria petrolera gasta decenas de miles de millones de dólares cada año.
en fracturación hidráulica de formaciones de lutitas de baja permeabilidad (con permeabilidad típicamente
medido en el nano-darcys) y la investigación asociada sobre la mecánica de fractura elástica, fluidosinteracciones rocosas y anisotropía de resistencia de formaciones de lutitas de baja permeabilidad. El astuto
El ingeniero de minas será mejor servido transfiriendo avances en la industria petrolera mejorada
comprensión de la física de la fracturación hidráulica para la extracción de pozos hidráulicos.
3.10 Chorros pulsantes
Los chorros pulsantes permiten que el jet gastado escape del cráter de impacto
La idea de chorros interrumpidos o pulsados como un medio para mejorar el corte por chorro
el rendimiento surgió de los estudios iniciales en la década de 1960 de las primeras etapas de la gota de agua
impacto (Brook y Summers 1969). Los experimentos indicaron que cuando un chorro continuo de
el agua se interrumpe para producir una sucesión de tramos cortos de líquido en movimiento, hay una
Aumento de la penetración. Este efecto se atribuyó al hecho de que un chorro continuo debe
superar la resistencia del agua que escapa del cráter de impacto mientras el chorro continúa
para penetrar. Por el contrario, un flujo interrumpido permite cierto escape del chorro gastado.
contraflujo despejando así el acceso al material de destino para la subsiguiente babosa de fluido.
La presión del golpe de ariete juega un papel más importante
Investigadores posteriores (Brunton y Rochester 1979) identificaron otro, más
factor importante para explicar el rendimiento de corte superior de los chorros de agua pulsantes, a saber
Presión de martillo de agua. Cuando el movimiento de un segmento líquido de un chorro coherente regular es
abruptamente detenido por un cuerpo sólido, una presión muy alta en la vecindad del área de contacto es
creado para una muy corta duración. Los resultados iniciales de alta presión momentánea de un "agua
efecto martillo ", la compresibilidad del líquido dando una presión instantánea de la
orden:
=0•0•
(1.52)
Dónde:
00
00
Presión de martillo de agua
Densidad del líquido incompresible.
Velocidad acústica del líquido
Componente normal de la velocidad de colisión.
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Después del período de tiempo instantáneo, la presión del martillo disminuye hasta la presión de estancamiento
La presión luego decae a la presión de estancamiento hidrodinámica ordinaria dada para
flujo
incompresible
como se presentó anteriormente como la ecuación. (1.14):
P=1
2
2
•ρ•0
(1.14)
PAG
ρDónde:
00
2
)
3)
Presión del chorro de agua (N /
Densidad de masa del fluido del chorro (kg /
Velocidad de salida del chorro de agua (m / seg)
Duración de la presión máxima del martillo
La duración de la presión máxima se estima en:
2
00
(1.53)
Dónde:
00
Longitud del segmento de chorro
Velocidad acústica del líquido
Ecuación de golpe de ariete modificada para tener en cuenta la incompatibilidad de líquidos
La ecuación convencional de "golpe de ariete" debe corregirse para permitir
incompresibilidad del líquido que ocurre a velocidades de impacto más altas.
Hwang y Hammitt (1977) encontraron que el uso de la siguiente ecuación,
do
C0
=1+2•v
C0
- 0.1 • ( v
)
C0 2
(1.54)
da
menos de un 3% de error en el rango de relaciones de velocidad de impacto
v
C0
≤3
(1.55)
Más
=
0 • allá
0 • de este nivel, la presión del "golpe de ariete" vuelve a la ecuación. (1.52), a saber:
(1.52)
Dónde:
Presión de martillo de agua
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00
00
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Densidad del líquido incompresible.
Velocidad acústica del líquido
Componente normal de la velocidad de colisión.
Diferencia de orden de magnitud entre las presiones de martillo y estancamiento
La diferencia en la presión efectiva sobre la superficie objetivo desarrollada por un continuo
chorro (Ec. 1.14, “Presión de estancamiento”) versus un flujo interrumpido (Ec. 1.52, “Golpe de ariete”
Presión ") es bastante sorprendente (perdón por el juego de palabras). Como ejemplo, la presión de estancamiento
desarrollado por un chorro que se mueve a 500 m / seg es aproximadamente el 9% de la presión desarrollada por el
impacto de la cabeza del pulso de chorro (Mazurkiewicz 1983). En otras palabras, el nivel de
La presión del “golpe de ariete” solo podría alcanzarse mediante el chorro continuo si la presión de la bomba
se incrementa aproximadamente 11 veces. Esto implica un aumento de potencia de aproximadamente 20-30 veces después de tomar
en cuenta las pérdidas de energía para un sistema típico.
Ejemplo de martillo frente a presiones de estancamiento
Una comparación ampliada de estancamiento frente a presión de martillo en un rango de
Las presiones de descarga de la boquilla se muestran en la Tabla 4 a continuación. Para construir esta tabla se supone
la
V velocidad
= 12 • √P de descarga se ha estimado a partir de:
(1.56)
V
Dónde:
PAG
Velocidad de descarga de la boquilla (pies / seg)
Presión de descarga de la boquilla (psig)
Usando la ecuación (1.14) y la ec. (1.52), podemos construir la siguiente tabla de cálculo
Estancamiento y presiones de martillo:
Chorros pulsados: estancamiento frente a presión de martillo
Presión de descarga de la boquilla
(psig)
Velocidad
(pies / seg)
Presión de estancamiento
Presión de martillo
(psig)
(psig)
Martillo / estancamiento
Proporción
350
220
340
15000
44
550
280
530
19000
36
10000
1200
9700
81000
8
30000
2100
29000
140000
55
Tabla 4 - Martillo vs. Presión de estancamiento para un chorro pulsado
(Nebeker, 1987)
77
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La presión del martillo puede superar la presión de estancamiento en 40 veces
Como se señaló en la tabla anterior, la presión del martillo es significativamente mayor que
la presión de estancamiento en cada caso, que varía de 44 a 5 veces la presión de estancamiento.
Por cierto, la mayoría de los materiales de roca tienen resistencias a la tracción uniaxiales que varían entre 500 psig
y 6,000 psig. Las resistencias a la compresión, sin embargo, generalmente varían de 7,000 psig y
70,000 psig. Este ejercicio ilustrativo sugiere la posibilidad de modificar un convencional
chorro de solo 10.000 psig de presión de descarga en un chorro pulsado con energía de impacto cerca del
resistencia a la compresión de rocas más duras como el granito.
Droplet Impact también genera micro-chorros laterales de alta velocidad
El aumento de la presión no termina con el "martillo" mencionado anteriormente
presión ", ni es una distribución uniforme de presión sobre la superficie objetivo. Como el curvo
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la superficie de la gota golpea la superficie del material objetivo, el contacto inicial en el centro envía un
onda de compresión a través de la caída. (Ver Figura 34 a continuación). Esto aumenta el impacto
velocidad y acelera el movimiento descendente de anillos de contacto secuenciales alrededor del
punto inicial. Al mismo tiempo, estos anillos tienen una distancia más corta que recorrer para alcanzar el
superficie que el agua en el punto de contacto inicial que ahora está tratando de escapar
por el trago de fluido que fluye detrás de él. Este confinamiento aumenta la presión sobre
superficie de contacto y el fluido en la superficie. El aumento de presión continúa hasta el punto
donde la curvatura de la gota aumenta la distancia de recorrido del siguiente anillo de fluido arriba
eso necesitaba para permitir que el fluido confinado escape, lo que hace. El micro lateral resultante
chorro, suponiendo que no hay penetración significativa en el objetivo, viaja a una velocidad mucho mayor que la
Impacto original. Fyall (1967) midió velocidades de flujo radial unas tres veces la inicial
Velocidad de impacto de 300 m / s de las gotas.
78
Page 77
Figura 34 - Gota de fluido que se derrumba contra una pared
(Benjamin y Ellis 1966)
Water Hammer es la fuerza de corte más importante
En resumen, la presión del golpe de ariete es la más importante de las dos mencionadas anteriormente.
fenómenos y puede superar la presión de estancamiento de un chorro de agua continuo por una orden
de magnitud Como tal, una corriente de chorro pulsado puede cortar rocas que requieren presiones de corte.
mucho mayor que la presión hidráulica disponible. Mientras que la alta velocidad lateral microlos chorros son una fuerza de corte importante, la película de agua sobre el objetivo tiende a mitigarse un poco
El efecto de fregado completo en comparación con el efecto de golpe de ariete.
3.11 Chorros de cavitación
El aumento de presión también se puede lograr mediante la cavitación
Los beneficios del aumento de presión descritos en la sección anterior también pueden
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ser alcanzado de otra manera. Esto es aprovechando el poder de la "burbuja de cavitación
colapso". Este fenómeno se conoce desde hace muchos años por su impacto destructivo en
bombas, hélices, líneas de suministro de fluidos, etc. y primero fue examinado teóricamente por
Benjamin y Ellis (1966). Trabajo posterior en la década de 1980 por investigadores de Hydronautics
Inc. (por ejemplo, Chahine, et. Al. 1982) destacó la posible aplicación de este físico
fenómeno como una prometedora fuerza de corte.
La cavitación ocurre cuando se estira el agua
La cavitación ocurre cuando, a través de un proceso u otro, el agua se estira. Porque
el agua no es muy fuerte en tensión, un exceso de fuerza hará que se forme un pequeño vacío
burbujas dentro del flujo (cavidades), ya que el agua se desgarra. Estas cavidades en el flujo
no son estables y colapsan rápidamente tan pronto como el fluido circundante alcanza un nivel significativo
presión. Las burbujas en sí son pequeñas individualmente, pero su poder destructivo puede ser
bastante dramático
79
78 de 1189.
Las burbujas que colapsan generan fuerzas destructivas
La fuerza destructiva de la cavitación ocurre cuando la burbuja se colapsa al hacerlo.
asimétricamente Se pliega (el término es "involuta") sobre sí mismo y un pequeño chorro conocido como Munroe
El chorro está formado por la convergencia de las paredes colapsadas. (Ver Figura 35 a continuación). El tamaño
de las burbujas y los microjets así creados son muy pequeños. Los diámetros de burbuja típicos son
del orden de 10 a 25 μm con microchorros resultantes de aproximadamente una décima parte de este tamaño
(Veranos 1995).
Figura 35. Esquema que muestra el desarrollo de un microchorro dentro de la cavidad de colapso
(Veranos: Bit Tooth Energy Blog, 2016)
Mientras pequeño, el colapso de la burbuja de cavitación es un proceso violento
El colapso de la burbuja de cavitación es un proceso violento que resulta de lo inherente
Inestabilidad de las burbujas debido a su forma no esférica y diferenciales de presión intrínseca.
(Ver Figura 36 a continuación). Cuando las burbujas se derrumban, generan grandes cantidades altamente localizadas.
ondas de choque de amplitud en el fluido en el punto de colapso. Cuando se produce este colapso cerca
a una superficie sólida, estas perturbaciones intensas generan una superficie altamente localizada y transitoria
tensiones (Ver Figura 37 a continuación). La repetición de esta carga debido a colapsos repetidos causa
falla local por fatiga superficial y el desprendimiento o desprendimiento posterior de piezas de
material. Esta es la explicación generalmente aceptada del daño por cavitación.
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Figura 36. Fotos de alta velocidad que muestran etapas del colapso de la burbuja
(Veranos: Bit Tooth Energy Blog, 2016)
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Figura 37 - Serie de fotografías de una burbuja de cavitación que se derrumba cerca de una pared junto con la característica
rastro de presión de pared. El tiempo correspondiente a cada fotografía está marcado por un número en la traza. Desde
Shima, Takayama, Tomita y Ohsawa (1983)
La presión de colapso es del orden de 1 millón de psi
El chorro de presión de colapso típico de un colapso de la cavidad es del orden de 1 millón
psi (El Saie 1977, Summers 2016). Según los informes, esto ocurre con relativamente poco control por
el fluido circundante o el chorro de origen e implica que es bastante posible usar
Volumen de chorros de corriente y todavía logra resultados bastante destructivos. Como otro ejemplo de la
potencial destructivo de la cavitación, Summers (2016) informa que una presión de chorro de 1.600 psi
pudo perforar bloques de granito con una resistencia a la compresión típica de 20,000
psi.
Inducción de cavitación en una boquilla
La cavitación se crea desarrollando fuerzas de corte o de tracción en la corriente de fluido. En
En muchos diseños de boquillas, las burbujas de cavitación se forman en un chorro de alta velocidad colocando un plano
sonda terminada en el camino de la boquilla, dispuesta de manera que el extremo plano esté situado más allá del
sección de aceleración de la boquilla (ver Figura 38 a continuación). De esta manera, cuando el jet llega
velocidad máxima y se mueve desde la salida de descarga de la boquilla, empuja un vacío hacia adentro
el fluido directamente sobre la punta de la sonda genera pequeñas burbujas de cavitación que luego son
dibujado en el flujo de chorro. Las burbujas son transportadas por el chorro principal al objetivo donde
colapso en la superficie del material objetivo, creando pequeños cráteres. Bajo sostenido
acción, los cráteres se fusionarán gradualmente, creando grietas y, en última instancia, arrancarán
superficie del material objetivo.
Figura 38. Diseño de una boquilla con cuerpo central para inducir cavitación
(Veranos 1995)
82
Página 81
La cavitación tiene una gran promesa
El hecho de que la cavitación permite cortar la roca a una presión de fluido significativamente inferior
La presión de estancamiento de un chorro continuo de alta presión ofrece una gran promesa. Este es uno
de las áreas más prometedoras de investigación futura, particularmente a un flujo significativamente más alto
tasas que se han logrado hasta la fecha y en un espectro más amplio de minerales (desde el destructivo
Las presiones generadas por la cavitación superan las necesarias para desintegrar incluso las más fuertes.
de minerales naturales).
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3.12 Ampliación del rango de corte - Introducción de abrasivos
Extendiendo el rango de corte para rocas más duras
La efectividad de corte de un chorro de agua está limitada, en parte, por la dureza del
material de destino. En el caso de los minerales de kimberlita, las pruebas de laboratorio de Merlin (2012) sugieren que el mineral
con un peso específico de más de 2.3 g / cc será demasiado difícil de cortar con chorro de agua y
por lo tanto no es susceptible a HBHM. Esto efectivamente limita HBHM a las secciones desgastadas
de un cuerpo mineral de kimberlita. Esto restringe la cantidad de mineral que se puede extraer, negativamente
impactando la economía del proyecto.
La introducción de abrasivos permite cortar rocas más duras
Para ampliar el rango de minerales de kimberlita susceptibles de HBHM, consideramos el
introducción de abrasivos en la corriente de chorro de agua. Esta técnica ha sido exitosa
aplicado en otras aplicaciones de chorro de agua como limpieza industrial, corte de metal y vidrio
e hidrodemolición de superficies de hormigón y hormigón armado. A lo mejor de nuestro
conocimiento aún no se ha probado en la extracción de tipos de minerales más duros. Mientras que un completo
El tratamiento técnico del tema está más allá del alcance de esta tesis, emprendemos en este
sección una introducción de las consideraciones físicas y operativas que subrayan una
Sistema de chorro de agua abrasivo.
Inyección de partículas abrasivas en el chorro de agua
Se forma un chorro de agua abrasivo acelerando pequeñas partículas sólidas (granate, sílice
arena, óxido de aluminio, etc.) en una cámara de mezcla donde las partículas son arrastradas
chorro de agua. En un diseño típico, una corriente de agua a alta presión ingresa a una cámara de mezcla
a través de la boquilla superior, pasa a través de la cámara, creando un vacío que tira
abrasivo en la cámara, y se mezcla con ese abrasivo antes de salir de la boquilla hacia
La roca objetivo. (Ver Figura 39).
83
Page 82
Figura 39 - Diseño básico de chorro de agua abrasivo
(Fuente: www.bittooth.blogspot.com diciembre de 2013)
El rock es considerado un material frágil
Como regla general, la roca se considera un material quebradizo, aunque hay algunos
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tipos de rocas dentro de esta clasificación (por ejemplo, algunas lutitas) que podrían más
descrito apropiadamente como dúctil, tanto en el comportamiento general como en su respuesta a la partícula
impacto. La falla de los materiales frágiles es muy diferente a la de los materiales dúctiles y
ocurre por un proceso de creación y extensión de crack. Esto ha sido estudiado en detalle para
Chorros de agua abrasivos, particularmente para corte de vidrio que es un material duro y quebradizo (Summers
1995). El vidrio tiene la ventaja adicional de permitir la observación visual.
Mecanismo para falla de roca
Como describió originalmente Hertz (1882), la formación de grietas es el resultado de una dinámica
carga de la superficie del material objetivo por la partícula abrasiva impactante. La grieta
La formación en el caso de una partícula esférica sigue un camino distinto. Inicialmente la superficie de
la roca impactada por la partícula se comprime y debe estirarse para mantener el contacto con
El cráter creado por la partícula impactante. A medida que aumenta la carga dinámica, y el
crece el tamaño del cráter, se generan grietas radiales en la zona estirada del material alrededor
El perímetro de contacto. La carga dinámica continua también conduce a la creación de lateral
grietas, casi paralelas a la superficie, pero dentro de los límites de las grietas radiales.
A medida que aumenta la fuerza en la superficie, las grietas laterales continúan extendiéndose y comienzan a unirse
con otras grietas, uniéndose en última instancia para aislar un bloque de roca que lleva a completar
falla y eliminación de material.
84
Page 83
El director enfatiza la dirección del crecimiento y la propagación de grietas
El camino de la grieta se define por las principales trayectorias de tensión. La grieta inicial del cono es
ortogonal al mayor estrés principal en el campo de estrés antes del agrietamiento. La grieta
luego se propaga a lo largo de los planos definidos por pequeñas tensiones principales. Idealmente, el crack
intenta propagarse en línea recta. Sin embargo, se generan tensiones oblicuas en la grieta.
cuando la dirección del director enfatiza los cambios. Estas tensiones obligan a la grieta a
corresponden a las principales direcciones de tensión y se propagan de manera inestable.
Teoría de Hertzian para el contacto elástico
El modelo de formación y propagación de grietas fue postulado por primera vez por Hertz
(1882) y, en consecuencia, se conoce como la teoría hertziana del contacto elástico. Como definido
por Hertz, las tensiones de tracción generadas por una partícula esférica impactante son máximas en el
superficie del borde de contacto, a saber:
= (1−2 • V M ) • F C
2••2
(1.57)
: Máxima tensión de tracción
Dónde:
V
M : eliminación de volumen
F C : Fuerza de contacto
:
Radio de contacto
La resistencia a la tracción máxima está relacionada con la velocidad de las partículas
La ecuación (1.57) da lugar a la siguiente relación general entre máximo
tensión de tracción y velocidad de partículas (Sheldon y Finnie 1966):
∝
2/5
(1.58)
: Máxima tensión de tracción
:Dónde:
Velocidad de partícula
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Como muestra claramente la ecuación (1.58), el aumento de la velocidad de la partícula da como resultado una mayor tensión
estrés.
La velocidad de las partículas influye en el estrés que luego afecta la longitud de la grieta y la profundidad del agujero
Una mayor velocidad de partícula da como resultado un mayor esfuerzo de tensión que, a su vez, conduce a
mayor longitud de grieta y profundidad del agujero. La relación directa entre la velocidad de impacto y
La longitud de la grieta radial inducida por la tensión y la profundidad del orificio se muestran empíricamente en las Figuras 40 y
85
84
41 a continuación. A medida que aumenta la velocidad de impacto, también lo hace la resistencia a la tracción y la grieta resultante
longitud y profundidad del agujero.
Figura 40 - Efecto de la velocidad de impacto en la longitud de la grieta
(Evans 1979)
Figura 41 - Piedra arenisca Berea eliminada por el impacto de bolas de acero de diferentes tamaños
(Ripkin, Wetzel 1972)
86
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La erosión es función del ángulo de impacto, tamaño de partícula, velocidad, grietas existentes, etc.
El daño por la partícula abrasiva entrante es más intenso en ángulos altos de impacto,
con impactos perpendiculares que rinden el daño máximo. Trabajo teórico de Sheldon
y Finnie (1966) y Evans (1979) suponen que se produce erosión como resultado de Hertzian
tensiones de contacto durante el impacto. Estas tensiones provocan el crecimiento de grietas debido a defectos preexistentes.
en la superficie de la roca objetivo. La carga a la que se produce la propagación de grietas está relacionada con el
Distribución de defectos superficiales que a su vez se caracterizan por la distribución de Weibull
parámetros que describen grietas existentes en el material de destino. El teórico y
El trabajo experimental de Sheldon y Finnie (1966), Evans (1979) y otros ha dado como resultado
El siguiente modelo predictivo generalizado del volumen de material erosionado eliminado de
una partícula impactante:
VM=C1•2•
C2
(1.59)
V M : eliminación de volumen
Dónde:
C
1 : constante dependiendo de las características físicas de la partícula impactante (densidad) y
:
material objetivo (factores de Weibull, módulo de elasticidad)
: Velocidad de partícula
Radio de
partícula con la longitud y profundidad de la grieta
C 2 : constante
relacionada
Los valores teóricos predichos por la ecuación (1.59) se han comparado con los valores experimentales.
datos y se ha encontrado que están en acuerdo razonable (Evans 1979). La premisa básica es que
el volumen de material que se erosionará está definido por los límites de la zona dañada,
notablemente su diámetro y profundidad.
La distribución de grietas es importante pero difícil de modelar
En el caso de las rocas, la cantidad de material eliminado como resultado del impacto
dependerá significativamente de la densidad y distribución de las grietas que existen antes de
impacto. Esto se suma enormemente a la complejidad de modelar la erosión resultante de la partícula.
impacto. Si bien la inclusión de las constantes de distribución de Weibull para el tamaño y la densidad de la grieta
La distribución implícita en la ecuación (1.59) pretende aproximar este aspecto del objetivo
roca, es solo una aproximación cruda. Más refinamientos y predicción integral
Se han propuesto modelos, pero todos sufren limitaciones. Se requiere investigación adicional para
Además, la comprensión de los procesos de erosión frágil.
87
86
La energía cinética consta de dos componentes: partículas y agua.
E=∑E
La energía cinética de un chorro de agua hidro-abrasivo se define como:
+
2
2
•
(1.60)
MI:
Dónde:
E : Energía cinética de la partícula abrasiva i
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Energía cinética del chorro de agua hidroabrasivo
: Número de partículas abrasivas
: Caudal másico de agua
: Velocidad de partícula
La ecuación (1.60) supone implícitamente que las partículas abrasivas y la fase de agua en el hidrochorro abrasivo tienen velocidades iguales. Con este supuesto, el término izquierdo de la ecuación (1.60)
es la energía entregada por la partícula abrasiva a la superficie de la roca objetivo. Esta porción es
típicamente el 10% de la energía cinética total de un chorro de agua hidro-abrasivo. El 90% restante
es transportado por la fase de agua del chorro (Momber 2001).
Se pierde energía significativa al acelerar las partículas abrasivas
A los niveles de alimentación abrasiva normalmente empleados, hay una pérdida significativa de energía.
del chorro de agua al acelerar las partículas abrasivas. Cuanto mayor es el número de abrasivos
partículas, cuanto más lento es el chorro de agua para una presión de chorro dada. Desde el daño causado por
las partículas individuales están relacionadas con la velocidad de impacto, cuanto más lentas viajan las partículas, en
por unidad de volumen, menos material objetivo eliminado.
Compensación económica entre el aumento de la energía de partículas frente a las ganancias de erosión
Según la misma lógica, el aumento de la presión del chorro aumenta la energía disponible para acelerar
las partículas, y la erosión por lo tanto aumenta. Ver Figura 42 a continuación. Esto directamente
aumenta la cantidad de material eliminado por cada partícula abrasiva pero al mismo tiempo
aumenta la energía total requerida para eliminar una unidad de volumen de material. Esto entonces
representa una compensación clave en la práctica y debe evaluarse para cada
solicitud; a saber, el costo efectivo de la minería (US $ / tonelada) para diferentes tasas de presión.
88
Page 87
Figura 42 - Efecto del aumento de la presión del chorro en la profundidad de corte
(Hashish 1991)
Aumentar la velocidad de alimentación abrasiva mejora el corte
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A niveles bajos de alimentación abrasiva, Hashish (1991) ha demostrado que al aumentar
La cantidad de abrasivo en la alimentación aumenta el rendimiento de corte. Ver Figura 43 a continuación.
Figura 43 - Efecto del aumento de AFR sobre la profundidad de corte en acero dulce
(Hashish 1991)
89
Page 88
Sin embargo, hay límites ...
Sin embargo, a medida que el flujo abrasivo continúa aumentando, el rendimiento de corte
alcanza un límite y luego disminuye (Hashish 1991). Ver Figura 44 a continuación.
Figura 44 - El efecto de una AFR más alta en la profundidad de corte a 3 presiones de chorro en un objetivo de acero suave
(Hashish 1991)
Elección del tipo de partícula abrasiva crítica para el rendimiento
Aparte de los parámetros normales de funcionamiento que afectan el rendimiento de un agua.
chorro (por ejemplo, tamaño de la boquilla, distancia de separación, velocidad de desplazamiento, presión, etc.), la elección del abrasivo
La partícula es crítica para garantizar el rendimiento óptimo de un sistema de chorro de agua abrasivo. Esta
se relaciona no solo con el tamaño de partícula, la densidad y la dureza sino también con la forma de la partícula. Un esférico
se prefiere la forma en el caso de cortar roca, ya que concentra mejor la energía de impacto para
Maximizar la generación de grietas en la roca. Si bien hay una considerable investigación y
experiencia con selección abrasiva para limpieza industrial, hidrodemolición y varios
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aplicaciones de mecanizado, existe poca o ninguna investigación para HBHM y corte de rocas. Esta
representa un área fructífera de futuras investigaciones.
El costo es un factor importante
El costo de varias opciones abrasivas es una consideración adicional. Como ejemplo,
mientras que el grano de diamante industrial pequeño puede producir los mejores resultados, es probable que su costo sea
prohibitivo. Una consideración relacionada es el impacto de cualquier abrasivo elegido en el rendimiento
del sistema de elevación de aire y posibles complicaciones aguas abajo en la separación de los elegidos
abrasivo del mineral económico de interés. Nuevamente, ambas consideraciones
90
Page 89
beneficiarse de una mayor investigación ya que parece haber poco o nada en la actualidad en el
literatura de investigación.
Los abrasivos ofrecen un gran potencial pero muchas preguntas abiertas
En conclusión, la introducción de abrasivos en la corriente de chorro de agua ofrece la
potencial para expandir en gran medida la gama de minerales que HBHM puede cortar, particularmente para
tipos de minerales más duros como las kimberlitas. Sin embargo, hay poca o ninguna experiencia histórica con
El uso de chorros hidro-abrasivos en aplicaciones HBHM. Esto se agrava por los muchos
desafíos en el desarrollo de modelos predictivos robustos, especialmente para la cuestión central de
tasa de corte. Por las razones anteriores, es probable que en el corto plazo el progreso solo
provienen de la experiencia de campo y de modelos empíricos de chorro de agua abrasivo
actuación.
3.13 Puente aéreo
Puente aéreo: simple y eficiente pero con limitaciones
El uso de la tecnología de transporte aéreo dentro de un sistema HBHM permite el levantamiento eficiente de
la mezcla de lodo de agua mineral extraída de la superficie de corte a la superficie. Como parte de un
Sistema completo HBHM, el puente aéreo tiene la ventaja adicional de permitir la presión total
capacidad de bombeo para ser asignada al corte de rocas y no parcialmente desviada para levantar
propósitos Las bombas de transporte aéreo tienen una serie de ventajas sobre las bombas mecánicas, la
los principales son de bajo costo, simplicidad, eficiencia y confiabilidad. Los puentes aéreos pueden ser
particularmente útil (casi esencial) donde los fluidos corrosivos, abrasivos o radioactivos deben
ser transportado Sin embargo, como todas las soluciones tecnológicas, las bombas de transporte aéreo tienen sus limitaciones.
incluyendo succión limitada y capacidad de elevación, control de flujo débil, caudales inestables y un
vulnerabilidad a la obstrucción.
El aire ascendente reduce la densidad del fluido creando un efecto de succión
El concepto de una bomba de transporte aéreo se estableció a finales de 1800. Lo básico
El principio implica la liberación de aire comprimido en el extremo inferior de una tubería vertical dentro
Un tubo o tubería cerrada. El aire, una vez liberado en un conducto, comienza a elevarse y expandirse.
creando así un efecto de succión en la parte inferior de la tubería al reducir la densidad del
mezcla fluida A medida que las burbujas de aire se elevan y se expanden en su viaje de regreso hacia arriba,
continuará bajando la gravedad específica de la mezcla de fluido circundante proporcionando un
extracción sostenida de toda la mezcla fluida hacia la superficie. Una ilustración de un puente aéreo simple
la bomba se muestra en la Figura 45 a continuación.
91 91
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Figura 45 - Ilustración de la bomba de transporte aéreo simple
(Fuente: www.plantservices.com)
La ecuación de Bernoulli explica la física subyacente del flujo aéreo
La física del flujo de transporte aéreo a través de una tubería se rige por la ecuación de Bernoulli
que es una declaración de conservación de la energía aplicada al flujo de fluido a través de una tubería. A
cada punto a lo largo de la tubería se calcula la energía total del fluido tomando en
Considerar la energía del fluido debido a la presión, velocidad y elevación combinada con cualquier
entrada de energía, salida de energía y pérdidas de energía. La energía total del fluido contenido en
La tubería en cualquier punto es una constante. Este es el conocido principio de conservación de
energía.
Figura 46 - Energía total del fluido en el flujo de la tubería
(Fuente: www.teachengineering.org)
92
Page 91
Derivación de la ecuación de Bernoulli
Considere un flujo de fluido a través de una tubería desde el Punto 1 al Punto 2 como se muestra en la Figura
46. La elevación en el punto 1 es ℎ 1
y la elevación en el punto 2 es ℎ 2 por encima de un común
punto de referencia, por ejemplo, a nivel del suelo (es decir, ℎ = 0). La presión en el punto 1 es 1 y en el punto 2
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es 2 . Se supone que los diámetros de las tuberías en los puntos 1 y 2 son diferentes y, por lo tanto, el
la velocidad de flujo en 1 y 2 estará representada por 1 y 2 , respectivamente. Una partícula de la
El fluido de unidad de peso en el punto 1 de la tubería posee una energía total E que consiste en
tres componentes:
1
Energía potencial = ℎ 1ρ
Energía de presión =
1
2
2
,
Energía cinética =
3
donde ρ es la densidad del fluido (kg /
2
)
) y es la aceleración debida a la gravedad (m /
Por
la energía total en el punto 1 es:
= ℎlo1 +tanto,
1
2
ρ
+1
2
(1.61)
Dado que cada término en la ecuación. (1.61) tiene dimensiones de longitud nos referimos a la energía total en el punto
1 como 1 en metros de cabeza de fluido. Por lo tanto, reescribiendo la energía total en metros de fluido
cabeza en el punto 1, produce:
2
1= ℎ 1+ 1
+1
ρ
2
(1.62)
Del mismo modo, el mismo peso unitario del fluido en el punto 2 tiene una energía total por unidad de peso de 2
dada por:
2= ℎ 2+ 2
2
ρ
+2
2
(1.63)
Por
1 = 2el principio de conservación de la energía:
(1.64)
93
Página 92
Por lo tanto,
ℎ 1+ 1
ρ
2
+ 1 2= ℎ2+ 2
2
ρ
+2
2
(1.65)
En la ecuación (1.65), conocida como la ecuación de Bernoulli, no hemos considerado ninguna energía
agregado al fluido, energía extraída del fluido o pérdidas de energía debido a la fricción.
Por lo tanto, modificando la ecuación. (1.65) para tener en cuenta la adición de energía (como
de una bomba en el punto 1) y teniendo en cuenta las pérdidas de carga por fricción, ℎ , obtenemos más
forma común de la ecuación de Bernoulli de la siguiente manera:
2
2
ℎ 1+ 1
ρ
+ 1 2+ = ℎ2+ 2
ρ
+ 2 2+ ℎ ,
(1.66)
dónde
es la presión equivalente agregada al fluido por la bomba en el punto 1 y ℎ representa
Las pérdidas por presión de fricción total entre los puntos 1 y 2.
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Las pérdidas por presión de fricción de la tubería desde los puntos 1 a 2, ℎ , se pueden calcular utilizando el DarcyEcuación de Weisbach:
ℎ=•L
D
• v 22
(1.67)
Dónde:
ℎ
2
)
Pérdida de presión por fricción (N /
L
re
v
Factor de fricción de Darcy, adimensional
Longitud de la tubería (m)
Diámetro interior de la tubería (m)
2)
prom. velocidad de flujo (m / s)
aceleración debida a la gravedad (m /
Sustituyendo la ecuación. (1.67) en la ecuación. (1.66) rendimientos:
2
2
ℎ 1+ 1
ρ+ 1 2+ = ℎ2+ 2
ρ + 2 2 + (• L
D • v 22 )
(1.68)
Eq. (1.68) dice esencialmente que la energía total por peso de fluido en el Punto 1 es equivalente
a la energía total por peso de fluido en el punto 2 aguas abajo más las pérdidas de energía
entre los puntos 1 y 2.
94
Página 93
El modelo de Niklin (1963) proporciona un predictor útil del rendimiento del transporte aéreo
Aunque los principios de una bomba de transporte aéreo son simples, el estudio teórico de su
el rendimiento es complejo y depende de numerosos factores que incluyen, entre otros,
tipo de mezcla fluido-sólido, régimen de flujo, densidad del fluido, diámetro de la tubería, longitud de la tubería, caudal de aire
y presión, caudal y presión del fluido, relación de inmersión, capa límite
consideraciones, etc. El primer modelo teórico integral de la bomba de elevación de aire fue
presentado por Nicklin (1963). Estudió los efectos de diferentes parámetros, incluidos
diámetro, longitud, presión en la parte superior del tubo ascendente, relación de inmersión y agua
caudal volumétrico en la eficiencia de la bomba de transporte aéreo. El análisis de Nicklin concluyó que por
descuidando los efectos de entrada y asumiendo el flujo de babosas en el tubo ascendente, el rendimiento
de la bomba de transporte aéreo puede predecirse en base a un régimen de flujo de slug de dos fases. Por otra parte, él
estableció una definición de eficiencia como el trabajo realizado para levantar el fluido, dividido por el
trabajo
ɳ
= ρ • grealizado
• • (L− ) por el aire a medida que se expande isotérmicamente, es decir
• • Ln •
(1.69)
Dónde:
ɳ
ρ
sol
L
3)
Eficiencia de la bomba de transporte aéreo (%)
2)
Densidad de fluido (kg /
3
Aceleración gravitacional (m /
Volumen de descarga Caudal (
Longitud de la tubería (m)
/ s)
2)
Profundidad Estática del Agua (m)
3
Presión atmosférica (N /
Caudal volumétrico de aire (
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2
)
/ s)
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Presión de inyección de aire (N /
Otros investigadores han ampliado el trabajo seminal de Nicklin
El marco teórico desarrollado por Nicklin (1963) fue ampliado por
Reinemann et. Alabama. (1986) al incorporar el efecto de la tensión superficial en la velocidad de la burbuja.
Stenning y Stenning presentaron un estudio analítico adicional sobre el rendimiento de la bomba de transporte aéreo.
Martin (1968). Emplearon ecuaciones de continuidad y momento asumiendo una
flujo dimensional en el elevador de la bomba, y usó los resultados de la investigación de flujo de dos fases para resolver
Las ecuaciones de gobierno. Su trabajo encontró que la teoría de flujo unidimensional proporciona una
Modelo mejorado para predecir el rendimiento de las bombas de transporte aéreo. Kassab et. al (2008)
desarrolló un modelo predictivo más completo del rendimiento del transporte aéreo cuando opera
en un régimen de flujo de dos fases.
95
Page 94
Los diferentes regímenes de flujo agregan complejidad
El funcionamiento de un puente aéreo no es tan simple como se sugirió anteriormente. La velocidad y
La geometría de los componentes del flujo trifásico (gas, líquido y sólidos) influye en
régimen de flujo que se produce dentro de la tubería ascendente. Considerando por el momento solo el
En caso de flujo de dos fases (es decir, gas y líquido), hay cinco regímenes de flujo distintos en una vertical
tubería (Ver Figura 47 a continuación). Una breve descripción de cada uno sigue:
Flujo burbujeante desembolsado : numerosas burbujas a medida que el gas se dispersa en forma de discreto
burbujas en la fase líquida continua. Las burbujas pueden variar ampliamente en tamaño y forma.
pero son típicamente esféricos y mucho más pequeños que el diámetro de la tubería.
Slug Flow : al aumentar la fracción de vacío de gas, la proximidad de las burbujas está muy cerca
de modo que las burbujas colisionen y se unan para formar burbujas más grandes, que son más pequeñas en
dimensión que el diámetro de la tubería. Estas burbujas tienen una forma característica similar a una
bala con una nariz hemisférica y una cola roma.
Flujo de rotación : al aumentar la velocidad del flujo, la estructura del flujo se convierte en
inestable con el fluido viajando hacia arriba y hacia abajo de manera oscilatoria pero con una red
flujo ascendente Este patrón de flujo es un régimen intermedio entre el flujo slug y el anular.
fluir.
Flujo anular : una vez que el cizallamiento inter-facial del gas de alta velocidad en la película líquida
se vuelve dominante sobre la gravedad, el líquido es expulsado del centro de la tubería y fluye
como una capa delgada en la pared mientras el gas fluye como una fase continua en el centro de la pared
tubo.
Flujo anular con gotas : a velocidades de flujo de gas muy altas, la película anular se adelgaza
el cizallamiento del núcleo de gas en la interfaz hasta que se vuelve inestable y se destruye, como
que todo el líquido es arrastrado como gotas en la fase gaseosa continua, inversa al burbujeante
régimen de flujo.
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Figura 47 - Regímenes de flujo
(Fuente: www.drbratland.com)
Existen diversos regímenes de flujo dentro de la tubería ascendente
Existen diferentes regímenes de flujo en diferentes puntos de la tubería ascendente, lo que complica aún más
modelado del sistema. En el punto donde se inyecta aire comprimido en la tubería, un burbujeante
El flujo existe ya que la gran presión da como resultado diámetros de burbujas de aire muy pequeños. A medida que progresan
hacia arriba, el tamaño de las burbujas aumenta con la disminución de la presión, lo que provoca babosas y batidos
fluir. Más arriba, cuando la velocidad del aire ha aumentado, flujo anular o flujo anular
con gotas pueden ocurrir. Cada régimen de flujo tiene una eficiencia de elevación diferente que hace que
modelado del sistema no trivial.
Los mapas de régimen de flujo ayudan pero con limitaciones notables
Para modelar las transiciones del régimen de flujo dentro de los sistemas de transporte aéreo, muchos investigadores han
mapas desarrollados del régimen de flujo basados en resultados teóricos y experimentales. Un ejemplo
de dicho mapa producido por Taitel et. Alabama. (1980) se muestra en la Figura 48 a continuación. Si bien útil,
dichos mapas se limitan a los parámetros de diseño específicos del sistema de transporte aéreo en estudio (es decir,
relación de inmersión específica, diámetro de tubería, régimen de presión de aire, etc.).
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Figura 48 - Ejemplo de mapa de régimen de flujo
(Taitel y col., 1980)
Sistemas trifásicos: un salto gigante en complejidad
Mientras que un modelo de sistema trifásico (es decir, gas-líquido-sólidos) representa mejor el
transporte vertical de la lechada de mineral de agua producida por el chorro de agua del pozo, viene con
Complejidad adicional significativa. Giot (1982) propuso un modelo para una bomba de transporte aéreo trifásico
utilizado en el bombeo de nódulos metálicos desde el fondo del lecho marino. Hu et. Alabama. (2012)
estableció un modelo teórico basado en la teoría del momento considerando la mezcla
ecuaciones que rigen el flujo para el transporte aéreo y la obtención de la relación entre el volumétrico
flujos de aire, agua y fases sólidas. Una comparación de la precisión de Hu et. Alabama. (2012)
modelo con datos experimentales encontró que el modelo propuesto era más preciso para el
modelado de aire-agua que aire-agua-sólido. Pougatch y Salcudean (2008) simularon en profundidad
elevador de aire marino con un modelo matemático del flujo trifásico en una tubería vertical y estudiado
La influencia del diámetro de la tubería en la eficiencia del transporte aéreo. Numerosos experimentos a pequeña escala.
Fujimoto (2004), Kato et. han realizado estudios de sistemas de transporte aéreo trifásico.
Alabama. (1975), Weber Dedegil (1976), Yoshinaga y Sato (1996), Kassab et. Alabama. (2007) y
otros.
98
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Un modelo conceptual de puente aéreo trifásico
Una configuración conceptual de una bomba de transporte aéreo trifásico que tiene una cruz uniforme
área seccional es presentada por Kassab et. Alabama. (2007) e ilustrado en la Figura 49 a continuación. Esta
La bomba de transporte aéreo conceptual tiene una distribución de presión, P , en la dirección del flujo, z . La bomba
consta de dos partes: una tubería de succión en la que fluye una mezcla de agua y sólidos en dos fases y una
tubería ascendente en la que fluye una mezcla trifásica de aire-agua-sólidos. Los símbolos E , I y
O denota las secciones transversales de la entrada del tubo de succión, el inyector de aire y la salida del tubo ascendente,
respectivamente.
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Figura 49 - Bomba de transporte aéreo conceptual y distribución de presión axial
(Kassab et. Al., 2007)
Método de equilibrio de impulso utilizado con mayor frecuencia para el modelado de sistemas trifásicos
El equilibrio de momento es el método más utilizado en estudios teóricos de tres
sistemas de fase. Utiliza la pérdida de densidad dentro de la tubería vertical y la fuerza de fricción para
calcular la diferencia entre el flujo de masa por la velocidad (es decir, el momento) en la entrada
válvula y la válvula de descarga.
99
98
La ecuación de impulso se aplica a un volumen de control delimitado por la pared de la tubería y el
cortes transversales, E y O . Suponiendo que las partículas sólidas son del mismo tamaño y densidad, el
La
ecuación de impulso se puede escribir como:
, + ,, , , + ,, + , - ∫
∫3
- ∫ ,+,+
- ∫ , + , 3, + , 3,
+
∫ ,( 2 + 3 ) = 0
(1.70)
donde J es el flujo volumétrico, la velocidad, la densidad, el esfuerzo cortante y es el
aceleración gravitacional. Los subíndices, G, L, S, LS y 3 representan aire, agua, sólido, dos
mezcla de fase agua-sólido y mezcla trifásica de aire-agua-sólido, respectivamente. los
Los subíndices E , I y O representan las secciones transversales de la entrada, el inyector de aire y la salida,
respectivamente.
Aunque algo desalentador, la ecuación. (1.70) se entiende más fácilmente al analizar cada uno de
sus componentes El primer y segundo términos de la ecuación. (1.70) denota el impulso que
entra a través de E y sale a través de O . Los términos tercero y cuarto denotan la fricción
pérdida de presión en el flujo bifásico de agua-sólido y en el flujo trifásico de aire-agua-sólido,
respectivamente. Los términos quinto y sexto denotan el peso del sólido de agua de dos fases.
mezcla y la de la mezcla trifásica, respectivamente. El séptimo y último término
denota la fuerza de presión del agua que actúa sobre rodea E . La presión en O es
se supone que es igual a la presión atmosférica. Satisfacer el principio básico de conservación.
de impulso, la suma de los siete términos debe ser igual a cero.
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Se emplean varios supuestos simplificadores y una estrategia de solución numérica iterativa
para encontrar soluciones para la ecuación. (1.70). Estos están más allá del alcance de esta tesis.
Parámetros clave para un rendimiento óptimo del transporte aéreo
Kassab's et. Alabama. (2007) el modelo de transporte aéreo trifásico está razonablemente de acuerdo con
resultados experimentales obtenidos en una gama de parámetros operativos de transporte aéreo y
características En consecuencia, su trabajo proporciona un modelo predictivo razonable para
rendimiento de un sistema de transporte aéreo HBHM típico, por ejemplo, en el caso de esta tesis, la extracción de
secciones de kimberlita erosionadas que producen una densidad de suspensión de 20-25% de sólidos a velocidades de flujo de
1,000-1,500 gpm.
Conclusiones derivadas de Kassab et. Alabama. (2007) modelo trifásico son los siguientes:
• A medida que aumenta la relación de inmersión, la máxima eficiencia de la bomba de transporte aéreo
aumenta asumiendo una tasa de flujo de aire constante.
• Para la misma relación de inmersión, la variación de la longitud del tubo ascendente afecta la
rendimiento de la bomba del puente aéreo.
100
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• El caudal másico de las partículas sólidas aumenta con la disminución de la partícula.
tamaño.
• El rendimiento de la bomba de transporte aéreo, el levantamiento de agua y las partículas vendidas depende de
El patrón de flujo en el que opera la bomba.
• La tasa máxima de fluido de transporte aéreo se logra en regímenes de flujo de slug o slug-churn.
• La presión del aire comprimido limita la velocidad de descarga de la bomba del puente aéreo.
• A medida que aumenta el diámetro del tubo ascendente, también lo hace la eficiencia del transporte aéreo.
• El modelo trifásico se puede utilizar para predecir el rendimiento del sistema de dos fases mediante
establecer la tasa de flujo másico sólido en el modelo a cero.
El modelo de Kassab se puede utilizar para diseñar un sistema de transporte aéreo óptimo HBHM
El modelo trifásico propuesto por Kassab et. Alabama. (2007) es un predictor razonable
del rendimiento de la bomba de transporte aéreo y se puede utilizar para optimizar los parámetros de diseño de un HBHM
sistema de transporte aéreo para diferentes patrones de flujo. Los resultados de las pruebas piloto de HBHM pueden ser
Se utiliza para ajustar los parámetros operativos (p. ej., presión de aire y fluido y caudales) y el sistema
componentes (p. ej., diámetro del tubo ascendente, tamaño de la boquilla, etc.) para optimizar el sistema en general
rendimiento y garantizar un flujo suave y sostenido de la lechada a la superficie.
3.14 Pérdidas del sistema en la entrega de energía
Las pérdidas de presión del sistema surgen de dos fuentes
Como se discutió anteriormente, hay dos fuentes principales de pérdida de presión en un HBHM
sistema. La primera fuente de pérdida de presión proviene del sistema de entrega HBHM debido a
pérdidas de línea e ineficiencias de componentes del sistema. La segunda fuente es la pérdida de energía.
después de que el chorro se haya descargado de la boquilla. En esta sección discutimos a su vez ambos
fuentes de pérdidas de energía.
Las pérdidas de línea son significativas, por lo que se debe tener cuidado en el diseño del sistema
La primera fuente de pérdidas de energía proviene del sistema HBHM como el agua
viaja desde la bomba hasta la boquilla. Las pérdidas de energía ocurren a través de varios mecanismos.
Donde el flujo se dirige a través de curvas cerradas, se consume energía para cambiar la dirección
de flujo de agua. Donde la línea de flujo sufre una fuerte contracción o expansión, adicional
la energía se pierde en los patrones de turbulencia que se crean. La mayor pérdida de presión lo hará,
sin embargo, provienen de pérdidas de línea del tubo interno y la manguera que son demasiado pequeñas para
volumen de flujo de agua.
Las válvulas y accesorios son grandes culpables
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Valores para pérdidas de presión causadas por el agua que fluye a través de las válvulas.
y los accesorios deben ser proporcionados por el fabricante de la pieza y deben estar correlacionados con
El flujo que pasa a través del accesorio. Esta información generalmente se proporciona como
101
Página 100
resistencia equivalente a una longitud de tubería de un diámetro interno dado. Esto permite la minería
ingeniero para calcular la pérdida de presión para diferentes volúmenes de flujo a través de la pieza.
Cálculo de pérdidas de presión en la línea de entrega
Al calcular la pérdida de presión al conducir el agua a través de la línea, hay varias
métodos que pueden ser utilizados. Labus (1989) ha sugerido que se puede usar la siguiente ecuación
para determinar la pérdida de presión en la línea de entrega de la mayoría de las operaciones comerciales donde
Se utiliza agua a alta presión:
(
) = (0.597 • 2 ) / (100 • 5 • 0.25 )
(1.71)
Dónde:
Q
del chorro
(litros
Número Caudal
de Reynolds
dado de
poragua
1116.5
• (Q/ min)
/ D)
Diámetro del tubo (cm)
Pérdidas de línea: un ejemplo real
Considere una manguera de 1.25 cm de diámetro interno con un flujo de 50 lpm. El reynolds
El número para tal flujo sería (1116.5 X 50 / 1.25) o 44,660. Ecuación de empleo
(1.71), rendimientos:
0.597 • 2500
bar
=
= 0,33
100 • 3,052 • 14,53
metro
Hacer pasar una manguera de 30 m desde la bomba hasta la boquilla de corte generaría pérdidas de
aproximadamente 10 bar. Es interesante notar que en un estudio experimental anterior realizado por Tursi
et. Alabama. (1975) la pérdida de presión medida fue ligeramente mayor a 0,45 bar / m. El adicional
es probable que se hayan producido pérdidas en los accesorios a lo largo de la línea y / o por un cambio en
la condición de la línea a lo largo de su longitud.
Las pérdidas de línea a menudo exceden el 50% de la entrada de energía
En la práctica, las pérdidas de la línea del sistema pueden ser significativas. Summers (1995) cita una marina de guerra
estudio de un sistema de chorro de agua para limpiar calderas de barcos que, en funcionamiento, perdió el 71% de su
energía debido a pérdidas de línea. Al optimizar los componentes del sistema, se redujeron las pérdidas del sistema
del 71% al 33%; sigue siendo una pérdida significativa por cualquier medida, pero sin embargo una gran
mejora en la eficiencia y el rendimiento del sistema.
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También se producen pérdidas cuando el chorro de agua sale de la boquilla
El trabajo de un chorro de agua no se completa cuando el chorro sale de la boquilla. Es
completado solo después de que el chorro haya impactado el material objetivo. El deterioro del agua
chorro mientras viaja a través de la distancia de separación representa la segunda fuente de pérdidas.
Jet Energy se disipa rápidamente con distancia de separación
Como se señaló en las secciones anteriores, los chorros de agua se erosionan rápidamente tanto en tamaño como en presión.
a medida que se alejan del orificio de la boquilla. La erosión del poder aumenta significativamente
cuando el chorro se sumerge y se convierte en una consideración importante de diseño a profundidades inferiores a 150
m, o su presión equivalente.
La boquilla de presión más baja y diámetro más grande ofrece el mejor rendimiento
Por esta razón, es importante dimensionar el chorro de corte para operar a la presión más baja,
y el diámetro de boquilla más grande consistente con las necesidades de la operación de extracción de mineral objetivo.
Los estudios sobre la disminución de la presión del chorro de agua lejos de la boquilla indican que la presión
La pérdida es exponencial con la distancia. (Ver la ecuación de aproximación de Yanaida (1.13) y la figura
18)
Presión de impacto en función de la distancia, el tamaño de la boquilla y la presión
Summers (1995) informa una regresión estadística sobre los valores de presión medidos, en
distancias fijas entre 15 y 75 cm, y bajo presiones de 280-700 bar con tres
los
boquillas (1.0, 1.25 y 1.5 mm de diámetro) deben ser del orden:
() =diámetros
6 • 2,93 • P de
0,438las
• -0,939
(1.72)
66
Dónde:
PAG
Constante determinada empíricamente
Presión del chorro de agua (bar)
Diámetro de la boquilla (en milímetros)
Distancia de separación (en centímetros)
Una aproximación alternativa de la presión de impacto para este rango de parámetros del sistema es
presentado
por Summers
(1995) como:
() = 389 • −0.0165
•
(1.73)
Dónde:
Distancia de separación (en centímetros)
103
Page 102
La estructura del chorro se puede mejorar con revestimiento
Cuando el chorro sale de la boquilla, el perfil de presión a través del chorro es similar a un escalón
función. Hay un aumento muy rápido de la presión de estancamiento total. A medida que el jet se aleja
cambios de perfil La cubierta exterior del agua se ralentiza por el aire circundante y esto en
a su vez ralentiza la siguiente capa. Dentro de una distancia corta, el perfil de presión tiene forma de campana
(Ver Figura 17). Con mayores aumentos en la distancia, el chorro comienza a dividirse en segmentos,
gotas y nieblas finas. (Ver Figura 50 a continuación). A medida que las distancias aumentan más lejos de la boquilla
La estructura y la energía de corte correspondiente del chorro se dispersan rápidamente. Estructura de chorro
y se pueden mejorar las distancias de corte efectivas al revestir el chorro con un entorno
rocíe, ya sea de agua o aire de movimiento más lento.
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Figura 50 - Deterioro de la estructura del chorro de agua con una distancia creciente (Summers 1995)
Efectividad de corte limitada a 200 diámetros de boquilla
Como se establece en la Sección 3.6, el diseño de la boquilla es crucial para minimizar las pérdidas de chorro una vez que
sale agua del orificio de la boquilla. Como regla general, el corte de un chorro de agua
La efectividad está limitada a un máximo de 200 diámetros de boquilla desde el orificio.
Disipación (pérdidas de lectura) de energía en un estudio de caso: un cuento precautorio
Summers (1995) presenta un interesante estudio de caso de la distribución de energía en
Un sistema prototipo de chorro de agua. Es igualmente aplicable a un sistema HBHM y
destaca dónde (y cómo) surgen las pérdidas de energía dentro de dicho sistema. Si bien es para
solo con fines ilustrativos, los supuestos y parámetros son típicos de los que se encuentran en
Equipo listo para usar. Destaca la necesidad de una cuidadosa selección e integración de
componentes del sistema para maximizar la energía del chorro de agua entregada a la superficie objetivo.
Suposiciones del sistema (esta sección se deriva del ejemplo de Summers (1995)):
• Motor de 60 kW para alimentar una bomba de alta presión.
• Caudal de 44 lpm.
104
Page 103
• Presión de chorro de 700 bar.
• El flujo pasa a través de 10 m de tubería interna de 4.76 mm en tres boquillas
• Cada orificio de la boquilla tiene un diámetro de 1,4 mm.
• La distancia de separación entre la boquilla y la superficie objetivo es de 30 cm.
• El tamaño de la ranura que se corta es de 2.5 cm por 5 cm de ancho
• Velocidad transversal de la boquilla de 60 m / min.
Los valores de energía específicos se pueden calcular en función de la cantidad de energía disponible en cada
etapa de la línea de entrega.
Etapa 1 - Entrada de energía al motor
El volumen del material retirado de la superficie de trabajo cada segundo es igual
a la profundidad del corte multiplicado por el ancho del corte y la distancia que las boquillas
han movido. A menos que se indique lo contrario, se supone que todas las dimensiones están en milímetros
(mm) Para cada segundo, esto se puede calcular de la siguiente manera:
Volumen (v) = Profundidad de corte (h) X Ancho de corte (w) X Distancia movida (m)
(1.74)
v
Dónde:
h
w
metro
volumen de roca excavada en cu. mm
profundidad de corte en mm
ancho de corte en mm
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distancia de corte por segundo en mm
Sustituyendo las cifras reales en este ejemplo da:
Volumen = 25 X 50 X 1000 = 1,250,000 cu. mm = 1.250 pies cúbicos cm (cc)
La potencia del motor de 60 kW es equivalente a 60,000 julios, de modo que el total
se puede calcular la energía específica (es decir, la energía en julios requerida para eliminar 1 cc de roca)
Por simple división. Las unidades reportadas con mayor frecuencia son Megajulios / m3 o
julios / cc. Estos son numéricamente equivalentes, aunque usaremos julios / cc a menos que se indique lo contrario.
fijado. De la ecuación (1.5), sabemos que:
Energía específica = Energía / Volumen eliminado
(1.5)
O, al sustituir las figuras en este ejemplo,
Energía específica = 60,000 / 1250 = 48 julios / cc
105
Página 104
Esta es una métrica crítica, ya que considera la cantidad bruta de entrada de energía en el
front-end del sistema por el cual el usuario debe pagar contra el material recuperado de
back-end del sistema por el que se paga al usuario. La entrada de energía frontal de 60,000
joules es también la cifra inicial bruta a partir de la cual las pérdidas de energía aguas abajo serán
deducido
Etapa 2 - Potencia de entrada a la bomba (90% de la entrada de energía del sistema)
Si se supone que el motor eléctrico es 90% eficiente, la bomba recibirá solo 54
kW (es decir, 90% X 60 kW) de potencia del motor, o 54,000 julios. Como el volumen de rock
eliminado de la superficie permanece constante, esto reduce el cálculo de Energía Específica
como sigue:
Energía específica = 54,000 / 1250 = 43.3 julios / cc
La energía específica revisada de 43.2 julios / cc es el 90% del máximo teórico
Cálculo de energía específica de 48 julios / cc y refleja el hecho de que solo el 90% de la entrada
energía de 60 kW está disponible para la bomba o
Energía disponible
= Energía disponible / Entrada de energía
(1.75)
= 54,000 julios / 60,000 julios = 90%
Etapa 3 - Potencia de salida de la bomba al agua (86% de la entrada de energía del sistema)
Si el agua suministrada por la bomba fluye a un volumen (Q) de 44 lpm y a
presión (P) de 700 bar a la salida de la bomba, entonces la potencia contenida se puede calcular a partir de
Ecuación (1.1)
E = ⦗(1.666 • P) • Q⦘ / 1000
(1.1)
Dónde:
PAG
mi
Caballos de fuerza hidráulicos del chorro de agua (kW)
Presión del chorro de agua (bar)
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Q
Caudal del chorro de agua (litros / min)
Al sustituir las cifras anteriores, se obtiene el siguiente cálculo de la potencia del agua:
E = ⦗(1.666 • 700) • 44⦘ / 1000 = 51.31 kW
106
Page 105
Usando la cifra de energía del agua de 51.31 kW, se obtiene la siguiente energía específica revisada
y estimaciones de energía disponible :
Energía específica = Energía / Volumen eliminado
(1.5)
Energía específica = 51,310 / 1250 = 41 julios / cc
Energía disponible
= Energía disponible / Entrada de energía
(1.75)
= 51,310 julios / 60,000 julios = 86%
Etapa 4: salida de potencia al orificio de la boquilla del chorro de agua (50% de la entrada de energía del sistema)
Según lo anterior, el agua tiene una potencia de 51,310 julios cuando sale de la bomba.
Ahora debemos calcular las pérdidas de presión en la línea entre la bomba y la boquilla
orificio. En este ejemplo, se supone que la pérdida de presión al conducir de 44 lpm a 10
m de tubería con un diámetro interno de 4.76 mm es aproximadamente 26 bar por cada m de tubería como
calculado a partir de la ecuación (1.71) a continuación:
(
) = (0.597 • 2 ) / (100 • 5 • 0.25 )
(1.71)
Dónde:
Q
del chorro
(litros
Número Caudal
de Reynolds
dado de
poragua
1116.5
• (Q/ min)
/ D)
Diámetro del tubo (cm)
Desde arriba, un caudal Q de 44 lpm y un diámetro de tubería D de 0.476 cm produce un Reynolds
Número para dicho flujo de (1116.5 X 44 / 0.476) o 103,205. Ecuación de empleo (1.71),
rendimientos:
0.597 • 1936
bar
=
= 26
100 • 0,0244436 • 17,924
metro
Además de las pérdidas de línea de 26 bar por metro, se supone una pérdida adicional de 35 bar.
al girar el flujo de fluido 90 grados desde el conducto del pozo hasta la boquilla. Así el total
pérdida de potencia en el chorro de agua al salir de la bomba hasta el punto donde se descarga en el
La boquilla se puede calcular de la siguiente manera:
107
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Page 106
Pérdida de la línea de presión de chorro = 10 m X 26 bar / m + 35 bar = 295 bar
Presión de chorro @ Entrada de boquilla = Presión de entrada - Pérdida de presión, o
Presión de chorro @ Entrada de boquilla = 700 bar - 295 bar = 405 bar
Esto produce los siguientes cálculos de Potencia , Energía específica y Energía disponible :
Para la energía del agua de la ecuación (1.1):
E = ⦗(1.666 • P) • Q⦘ / 1000
(1.1)
Dónde:
PAG
mi
Caballos de fuerza hidráulicos del chorro de agua (kW)
Q
Presión del chorro de agua (bar)
Caudal del chorro de agua (litros / min)
Calculamos lo siguiente:
E = ⦗(1.666 • 405) • 44⦘ / 1000 = 29.7 kW
Energía específica = Energía / Volumen eliminado
(1.5)
Energía específica = 29,700 / 1250 = 24 julios / cc
Energía disponible
= Energía disponible / Entrada de energía
(1.75)
= 29,700 julios / 60,000 julios = 50%
Como se muestra arriba, aproximadamente el 50% de la energía de entrada del sistema se pierde al obtener el agua de
la bomba, a través de la línea y sale por la boquilla.
Etapa 5: Energía entregada a la superficie objetivo (14% de la entrada de energía del sistema)
Si el fluido que fluye hacia el objetivo se separa en tres boquillas, entonces a 44 lpm esto
requerirá que el diámetro de cada boquilla sea de aproximadamente 1,4 mm. (Ver Sección 3.6,
Ecuaciones 1.3 y 1.31). Lo anterior supone un coeficiente de descarga de 1.0 y el
La presión del chorro en la boquilla es de 405 bar.
108
Page 107
A una distancia de separación de 30 cm, la presión de impacto se puede aproximar por ecuación
(1.73)
a continuación:
()
= 389
• −0.0165 •
(1.73)
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Distancia de separación (en centímetros)
Sustituir una distancia de separación de 30 cm proporciona una presión de impacto en la superficie del
objetivo de 237 bar.
Para la energía del agua de la ecuación (1.1):
E = ⦗(1.666 • P) • Q⦘ / 1000
(1.1)
Dónde:
PAG
mi
Q
Caballos de fuerza hidráulicos del chorro de agua (kW)
Presión del chorro de agua (bar)
Caudal del chorro de agua (litros / min)
Calculamos lo siguiente:
E = ⦗(1.666 • 237) • 44⦘ / 1000 = 17.4 kW
Sin embargo, esta estimación de la potencia del agua de 17.4 kW no es una constante sobre el chorro sino que
La figura 17 ilustra una curva en forma de campana. Al aproximar la curva a una triangular
funcionar una estimación simplificada de la cantidad de energía restante en el chorro se puede hacer
y Summers (1995) estima que es de 8.100 julios. Recalculando los valores de energía
resultado de eficiencia en lo siguiente:
Energía específica = Energía / Volumen eliminado
(1.5)
Energía específica = 8,100 / 1250 = 6.5 julios / cc
Energía disponible
= Energía disponible / Entrada de energía
(1.75)
= 8,100 julios / 60,000 julios = 14%
109
108
La cara de roca dirigida recibe solo el 14% de la entrada de energía
Este es un resultado bastante impactante que muestra que el 86% de la energía de entrada del sistema es
disipado (o perdido) antes del chorro de agua que impacta la superficie objetivo. O dicho de otra manera,
Solo el 14% de la energía de entrada está disponible para excavar la roca. Mientras solo 6.5 julios
de energía se requiere para eliminar un cc de roca, las ineficiencias del sistema requieren 48 julios
de entrada de energía al sistema HBHM. Los supuestos utilizados en este estudio de caso por Summers
(1995) son típicos de los equipos listos para usar empleados en HBHM y chorro de agua
aplicaciones. El estudio de caso subraya la importancia de ser competente y reflexivo.
Diseño del sistema y selección de componentes para minimizar las pérdidas de energía y maximizar el
energía disponible para impactar la superficie objetivo.
Pérdidas de energía concentradas en líneas (36%) y boquilla de chorro de agua (36%)
Como se destaca en las Figuras 51 y 52 a continuación, las mayores pérdidas del sistema ocurren en
forma de: (i) pérdidas de línea desde la bomba a la boquilla (36%); y (ii) disipación de energía del chorro
desde el orificio de la boquilla hasta la superficie de la roca objetivo (otro 36%). Estos dos componentes
de cualquier diseño de sistema HBHM debe recibir la mayor atención y escrutinio del
Equipo técnico responsable del diseño e implementación del sistema HBHM.
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Nivel 1
60 mil julios
Julios
Etapa 2
Etapa 3
Etapa 4
54K Julios 51K Julios 30K Julios 8
100% de energía
Energía
90% Energía 86% Energía 50% Energía 14%
Etapa 5
Figura 51 - Pérdidas de energía en cada etapa del sistema HBHM
(Veranos 1995)
110
Page 109
Energía retenida en cada etapa del sistema (K julios)
60 60
les)
tu50
Jo
(K
norte
40
tio
30
20 Reten
Ergy
En
10
Sistema
00
1
2
3
Etapa del sistema
44
55
Figura 52 - Retención de energía (K julios) en cada etapa del sistema HBHM
3.15 Estabilidad de la unidad minera
Minimizando hundimientos y derrumbes
La estabilidad de la sobrecarga y la roca del techo en las cavernas es una consideración importante en cualquier
Operación HBHM. El colapso involuntario de una cavidad podría provocar la pérdida de minerales.
reservas, hundimiento de la superficie, pérdida de equipo o, lo que es peor, lesiones al personal. Estabilidad de la cavidad
es un producto de un conjunto complejo de variables multidimensionales que incluyen tensiones in situ, rocas
propiedades, geometría de la cavidad, tiempo y velocidad y forma de excavación. Pruebas cuidadosas
La competencia en rocas sobre las zonas objetivo de la minería debe llevarse a cabo antes de la
diseño de un plan minero. Cuando la minería se realiza sumergida, en lugar de en la atmósfera,
se puede suministrar agua de carga al anillo en la parte posterior de la tubería de perforación según sea necesario para
Mantener la cabeza hidrostática en el pozo y la cavidad. Una cabeza hidrostática de 150 metros en un
caverna inundada proporciona más de 190 toneladas por metro cuadrado de presión promedio sobre la roca
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techo para soporte (Merlin 2012). Se puede introducir soporte adicional mediante inyección de
agua en la caverna en el lado del anillo de la tubería de perforación. En el caso de la atmósfera
minería, se puede agregar relleno en las cavernas para garantizar la estabilidad.
La secuenciación minera puede ayudar
La secuencia de minería en ciertos casos también puede variar para minimizar el bloqueo
desplazamientos o derrumbes. La secuencia de minería estándar 'de abajo hacia arriba' es donde está la caverna
creado y extraído de la sección más inferior hacia arriba. Debido a la variada roca
competencias: un enfoque más "de arriba hacia abajo" puede justificarse mediante el cual las secciones superiores son las primeras
111
Page 110
extraído antes de la carcasa y correr más profundo. Además de las consideraciones de estabilidad de la cavidad,
variar la secuencia de minería también introduce la posibilidad de 'alta calificación' por lo tanto
Mejora de la rentabilidad financiera.
Las tuberías de kimberlita tienen estabilidad inherente
En el caso de las pipas de kimberlita, la forma de 'flauta de champán' del depósito proporciona
cierta estabilidad intrínseca Como las tuberías tienen un pequeño cono, esto crea un tapón de gravedad
y las capas superiores presionan la densidad de la roca para limitar el movimiento del techo.
Esta característica de las kimberlitas reduce aún más el riesgo de colapso.
Factores críticos para la estabilidad de la cavidad
Hay relativamente poca investigación publicada sobre la estabilidad de la cavidad. Esto, en gran parte,
refleja la complejidad de modelar tales situaciones dada la multitud de dinámicas y
factores de interacción (p. ej., tensiones in situ, propiedades de la roca, geometría de la cavidad, etc.). Reciente
Sin embargo, el trabajo de Akbarzadeh (2014) para vetas finas de carbón produce algunos beneficios generales
observaciones:
• El aumento de la presión interna y la longitud de la cavidad aumentará significativamente
Máxima tensión principal alrededor de la cavidad.
• La profundidad de la cobertura juega un papel importante, pero no tan significativo como la presión interna y
tamaño de la cavidad
• Aplicar presión negativa hará que la concentración de estrés se mueva de la cavidad.
techo a la pared lateral y esquina de la cavidad.
• El aumento de la tensión horizontal disminuirá la tensión inducida en la esquina del techo de la cavidad.
• Alcanzar el tamaño óptimo final de la cavidad mediante el uso de diapositivas horizontales, la extracción es más estable
que usar rebanadas verticales.
• En cavidades con pequeñas dimensiones, el impacto de las presiones internas es menor que las que tienen
Geometrías más grandes.
Aún no se sabe si tales observaciones son válidas para la estabilidad de la cavidad en los depósitos de kimberlita.
determinado.
3.16 Infraestructura y equipamiento
La plataforma de perforación
Un sistema integrado HBHM incluye una plataforma de perforación para perforar y estuche (si es necesario)
a través de la sección de sobrecarga en el cuerpo mineral. La plataforma puede perforar con convencional
circulación anular o puente aéreo circulación inversa. La tubería de perforación se dispara después de
perforación o muestreo a granel y luego se dispara la tubería de minería y el minero a reacción.
debe modificarse para manejar las herramientas del minero, incluidos los requisitos de seguridad específicos
y protecciones para manejar los múltiples tipos de fluidos, incluyendo agua limpia alta y baja,
112
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agua de carga anular, agua de lodo de retorno y aire independiente de alta y baja presión
líneas. Una vez que la minería ha pasado de la fase piloto a comercial a gran escala
operaciones, las plataformas se pueden separar en los roles de perforación de sobrecarga, minería y
Relleno (si es necesario).
Selección del aparejo: diámetro del tubo y capacidad de peso Especificaciones más importantes.
Las consideraciones prioritarias para la selección de la plataforma son: clasificación de profundidad, diámetro de tubería
capacidad de manejo y capacidad de peso nominal. Las consideraciones secundarias son la productividad,
capacidad para cargar equipos de gran diámetro e idoneidad para manejar los equipos de minería.
El equipo de minería debe estar equipado para manejar un eslabón giratorio multipuerto con la tubería necesaria para
alimente tanto el agua de alta presión / alto caudal como el aire de baja y alta presión
fluye hacia el jet miner para la cubierta de aire y el sistema de elevación hidráulica. Afortunadamente hay
Hay una serie de fabricantes que producen equipos con las capacidades anteriores.
Control de volumen y presión de fluido: se prefieren las bombas gemelas
Las unidades de bombeo proporcionan fluidos al sistema HBHM para la minería, para levantar el mineral.
y para separar los sólidos. Los fluidos deben estar a una presión y volumen adecuados para cortar
la superficie de la roca y la desagrega en un flujo constante no pulsante y no creciente. Una vez
Las capacidades de corte y elevación se han definido a partir de las pruebas de laboratorio iniciales, tendrán que
ajustarse durante las fases piloto y minera. Debido a las diferentes consistencias de roca, cada
El paso del minero requiere un parámetro ligeramente diferente de presión y volumen para que coincida
La distancia cortada. Bombas que entregan una carga constante en un rango de presiones y volúmenes.
Se requieren ajustes. En general, se prefieren unidades gemelas para alta redundancia y
volúmenes operativos máximos.
Puente aéreo
La utilización de la tecnología de transporte aéreo permite enfocar la capacidad de bombeo de presión
en minería y para ser entregados en la cara del jet. El agua de recarga suministrada para levantar el
el mineral se bombea por el anillo del pozo a través de la cubierta de la superficie y afuera
La tubería de perforación. Dependiendo de la consistencia de la producción y la densidad de la suspensión.
Al levantarse, se puede agregar una bomba de carga de bajo volumen y alta presión en la superficie. Esta
la bomba puede alimentar la 'parte trasera' de la tubería de perforación a través de un sello de cabeza giratoria en la parte superior del
caja. La presión adicional del agua bombeada por la parte posterior de la tubería de perforación
complementa el flujo y permite que el chorro se corte en un entorno más limpio moviendo el corte
fuera del material y reduciendo la densidad de la lechada por encima de la ingesta en la broca. Es por esto
razón específica por la cual el sistema HBHM debe tener la capacidad de variar la distancia entre
La toma y el chorro.
113
112
Compresores de aire para puente aéreo y cubierta
Se requiere una gran cantidad de aire para el proceso de extracción hidráulica en un entorno sumergido.
ambiente. Los compresores de aire adecuados están disponibles como artículos listos para usar para integración
en cualquier sistema HBHM. El aire se utiliza para alimentar el sistema de protección de aire para el sistema hidráulico.
chorro por el agujero. Esta envoltura, como se discutió anteriormente en el informe, aumenta el corte
distancia del chorro reduciendo la densidad del agua por la que viaja el chorro. Esta
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aumenta efectivamente la potencia hidráulica neta más lejos en el pozo, aumentando así
diámetro de la cavidad hasta en un 20%. También se necesita aire para el sistema de transporte aéreo hidráulico que
recupera mineral a la superficie. Este sistema de transporte aéreo hidráulico reduce la densidad del fluido en
la tubería minera provocando que se cree un vacío en el fondo del pozo, levantando así la lechada
la roca se enfrenta a la superficie de manera consistente.
Separación de superficie y cribado
Se requiere separación y detección en la superficie a medida que los fluidos se depositan, separan y
recirculado. Esto se puede lograr generalmente utilizando campos petroleros de origen convencional
unidades de 'agitador de movimiento lineal'. Los hidrociclones se usan cuando es necesario para separar finos
del lodo de la coctelera que ha pasado por las pantallas.
En la Figura se ilustra una configuración de equipo típica para una operación HBHM.
53 a continuación.
Figura 53 - Configuración típica del equipo para la operación de diamante HBHM
(Merlín 2012)
114
113
3.17 Requisitos de estudio de viabilidad y pruebas piloto
Requisitos de estudio de viabilidad
Antes del comienzo de cualquier operación de HBHM, un estudio de factibilidad completo (ver
Tabla de contenido típica a continuación) se requiere para determinar los requisitos del equipo, mina
plan, tasas de producción, requisitos de procesamiento, economía, etc. El primer paso es el mineral
delineación para evaluar las concentraciones del metal objetivo (grado) y determinar qué
secciones del depósito son susceptibles de minería HBHM. En el caso de las kimberlitas, hay
considerable variabilidad de grado y gravedad específica dentro del cuerpo mineral. Industria pasada
La experiencia ha demostrado que la velocidad de los flujos volcánicos afecta las propiedades geotécnicas de
tubos de kimberlita no solo con respecto a la altura y profundidad de una sección también en la cruz
sección de la tubería de kimberlita en sí. Por lo tanto, se debe tener cuidado en la perforación de exploración
fase para delinear adecuadamente ambos grados y densidades por sección.
ESTUDIO DE VIABILIDAD HBHM - COMPONENTES CLAVE
1.0
2,0
Introducción
Viviendas y permisos
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APLICACIÓN DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
3.0
Geología y Recursos Minerales
4.0 4.0 Análisis geotécnico
5.0
Minería
6.0
Metalurgia
7.0
Diseño de planta de proceso
8.0
Infraestructura
9.0
Ambiental
10.0 Economía del proyecto
11.0 Recomendaciones para la prueba piloto
El grado y la presión de corte son los parámetros clave
Una vez que la tubería de kimberlita ha sido ampliamente perforada y muestreada para determinar
grados de diamante por sección, entonces es necesario evaluar el umbral y la presión de corte
de cada sección del cuerpo mineral. La presión umbral es la presión requerida para empujar el
agua detrás de los granos de roca y para desagregar la roca. La presión de corte es que
presión requerida para desagregar el mineral a una velocidad lo suficientemente rápida y lo suficientemente baja
consumo de energía y costo en general, para que la operación sea económica. Como una práctica
Por lo general, la presión de corte es generalmente 3-4 veces la presión umbral. Basado en un equilibrio
configuración del sistema y equipos disponibles actualmente en el mercado comercial, el
La limitación de la presión de corte es de 5,000 psig. El umbral y las presiones de corte son estimados
mediante pruebas de laboratorio de muestras de núcleo, típicamente contratadas a través de una universidad con tales
115
114
instalaciones especializadas (por ejemplo, Colorado School of Mines o Missouri University of Science &
Tecnología).
Prueba piloto: un paso de preproducción necesario
Luego de completar un estudio de factibilidad positivo, se requerirá una prueba piloto para
definir mejor el equipo y los procedimientos para extraer con éxito el yacimiento de mineral objetivo, para
entregar eficientemente mineral a la superficie, costos operativos, tasas de producción, etc. La prueba piloto
ayudará a determinar presiones óptimas de chorro, caudales y velocidades, recuperación de elevación
densidades y velocidades y si HBHM puede extraer las secciones de mineral objetivo en un
tasa económica Solo después de completar una prueba piloto HBHM exitosa, el operador puede
considerar el inicio de operaciones a escala comercial. Información clave para ser
determinado a partir de la prueba piloto de campo incluye lo siguiente:
• Umbral y presiones de corte.
• La presión efectiva del chorro y la ingeniería del chorro a diámetros dados
• El caudal óptimo de fluidos y aire en el chorro.
• La velocidad transversal del chorro
• La separación vertical de los cortes para minimizar las fallas del techo.
• La elevación, la densidad de recuperación y la velocidad.
• El alcance de los daños por diamantes incurridos
Parámetros iniciales que se estimarán mediante pruebas de laboratorio
Como se señaló anteriormente, el umbral inicial y las presiones de corte estarán determinadas por
prueba de chorro de agua en laboratorio de secciones centrales. Del mismo modo, las estimaciones iniciales de la rotación del jet
La velocidad, el espacio vertical de los cortes y los caudales se determinarán a partir del laboratorio.
Prueba de superficie de bloques más grandes de mineral. Las estimaciones anteriores proporcionarán suficiente
datos de entrada para representar estimaciones iniciales de densidades de lodos y velocidades de elevación.
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115 de 1189.
Capítulo 4
Minería de Perforaciones para Depósitos Diamantíferos
4.1 HBHM aplicado a depósitos diamantíferos
Pruebas históricas de HBHM: nunca aplicadas a una tubería de Kimberlita
Como se señaló en la Sección 3.1, la tecnología HBHM ha sido probada en los últimos 40 años.
en depósitos de bauxita, carbón, placeres de oro, mineral de hierro, manganeso, arenas petrolíferas, fosfatos,
arenas minerales de titanio / circón y uranio con resultados mixtos. Mientras que la tecnología era
utilizado con éxito a mediados de la década de 1990 para el muestreo de diamantes a granel en una variedad de canadienses
depósitos de kimberlita nunca se ha aplicado comercialmente a la minería de
kimberlitas diamantíferas. Esto es sorprendente ya que tales depósitos parecen ser naturales.
objetivos dada su geometría vertical, alto valor, típicamente de tamaño pequeño y heterogéneo
tipos de mineral que a menudo incluyen secciones de mineral blando que se fragmentan fácilmente.
Figura 54 - Tubería de Kimberlita idealizada que muestra los límites económicos del tajo abierto y el alcance extendido del chorro
Minería
(Fuente: www.gia.edu)
Conceptualmente, HBHM se adapta bien a la geometría, el tamaño y el grado de una Kimberlita
La Figura 54 anterior ilustra una tubería de kimberlita idealizada con los límites económicos de
su mineral a cielo abierto extraíble resaltado en verde, así como las zonas de mineral más profundas accesibles
a través de métodos de minería HBHM resaltados en azul.
En la Figura 55 debajo, se perfora un solo pozo en las zonas más profundas debajo del
Ya extraído a cielo abierto de esta tubería de kimberlita idealizada. El pozo vertical
La orientación es una excelente combinación con la geometría estrecha y vertical de la kimberlita típica.
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Figura 55 - Agujero HBHM idealizado en tubería Kimberlite
(Merlín 2012)
La capacidad de HBHM para extraer selectivamente es una ventaja clave
La Figura 56 a continuación continúa esta secuencia de ilustraciones resaltando los seleccionados
secciones (resaltadas en rojo) de perforaciones individuales perforadas en las zonas más profundas seleccionadas
para minería y extracción de HBHM. Las secciones resaltadas en las zonas más profundas se consideran
susceptible de extracción económica a través de métodos HBHM basados en un grado mínimo de diamante
y parámetros de presión umbral de corte desarrollados durante el estudio de viabilidad y piloto
fases de prueba Solo estas secciones resaltadas tienen una concentración suficientemente alta de
diamantes y umbrales de baja presión de corte para ser susceptibles de extracción económica a través de
Métodos HBHM. Todas las demás secciones quedarán intactas ya que su concentración de diamantes es
demasiado bajo y / o su mineral de kimberlita es demasiado difícil de cortar a través de un chorro de agua.
118
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Figura 56 - Orificios HBHM idealizados en tubería Kimberlite con secciones dirigidas resaltadas en rojo
(Merlín 2012)
HBHM tiene potencial para desbloquear valor de tuberías trenzadas
Las series de ilustraciones anteriores (es decir, las Figuras 54-56) demuestran conceptualmente
méritos de la minería HBHM de tuberías de kimberlita. HBHM es la única metodología de minería que
permitirá la extracción altamente selectiva de secciones más profundas, de mayor ley y erosionadas de un
Tubo de kimberlita de forma económica. Tiene el potencial de desbloquear el valor económico.
de lo que hasta la fecha han sido tuberías antieconómicas, varadas, particularmente en África.
Merlin Diamonds - Prueba piloto de HBHM
El primer (y único) esfuerzo publicitado para probar los métodos HBHM en una tubería de kimberlita
es por Merlin Diamonds Ltd., con sede en Australia. En 2012, Merlin contrató a Kinley Exploration
LLC y su filial australiana (Jet Mining Ltd.) para llevar a cabo un estudio de viabilidad y
prueba piloto de HBHM en su grupo de kimberlitas Merlin. Merlin es el dueño del Merlin
mina de diamantes ubicada en el Territorio del Norte de Australia. Comprende 14 kimberlitas
tubos, agrupados en cuatro grupos. Nueve de estas tuberías fueron objeto de minería a cielo abierto por Río
Tinto durante un período de cinco años que comenzó en 1998. Las operaciones cesaron en 2003 cuando
todo el mineral accesible por la minería convencional en superficie se agotó. Kinley preparó un
119
118
estudio de viabilidad a finales de 2012 que confirma la viabilidad económica de la tecnología HBHM para
mina selectivamente zonas de interés más profundas. La minería de prueba comenzó en agosto de 2013. Temprano
los resultados fueron prometedores con un anuncio de Merlin el 17 de octubre de 2013 que decía, en
parte, como sigue:
"Merlin Diamonds Ltd desea anunciar una actualización de su pozo de prueba
operaciones mineras en la mina de diamantes Merlin en el Territorio del Norte. El pozo
La plataforma minera ha estado operando durante más de un mes y ha logrado el éxito en varios
de áreas clave. La herramienta de chorro hidráulico que corta el material de kimberlita en profundidad ha sido
probado para cortar efectivamente la kimberlita desgastada y es capaz de producir cojinetes de diamante
Mineral adecuado para levantar a través de las barras de minería. El sistema de elevación hidráulica ha demostrado
levanta el material a la superficie del pozo y puede entregar mineral a la pantalla del agitador ubicada en
La superficie del suelo adyacente al pozo. La planta de procesamiento también ha logrado la placa de identificación
capacidad de 75t por hora.
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Las tasas de producción experimentadas por la técnica de extracción de pozos requieren
optimizando para garantizar la máxima recuperación y rentabilidad a través de la minería, y completa
utilización de las capacidades de la planta de procesamiento. La compañía está ahora en una etapa para completar
trabajo de ingeniería que aumentará esta tasa de producción. Tasas de producción a través de
La técnica de extracción de pozos se ha logrado en otros depósitos de diamantes y Merlin
El equipo de ingeniería y factibilidad pasará los próximos meses para completar lo necesario
trabajo. Dado lo anterior, la Compañía ha decidido entrar en una pausa de producción hasta que esto
El trabajo de ingeniería está completo para garantizar el máximo retorno de los accionistas. "
Plan minero de Merlín
Merlín planea comenzar a minar en los pases iniciales sin la cubierta de aire mientras
La cara de kimberlita estará muy cerca de la boquilla de chorro. La herramienta se rotará y el chorro
se puede usar para poner la kimberlita erosionada en lodo para llevarla a la separación de la superficie
equipo. Según lo dictado por las condiciones mineras, la cubierta de aire se enganchará para garantizar
Se alcanzan distancias máximas de corte. A medida que se extrae la cavidad, se baja la herramienta
al siguiente nivel girando hacia adelante en el orificio pretaladrado con la broca en la parte inferior del
hoyo, repitiendo el proceso de extracción de pozos hidráulicos en el siguiente nivel. Cuando el objetivo
zona ha sido minada al fondo de la capa de kimberlita erosionada, el HBHM
el equipo será removido y movilizado a la siguiente ubicación. La minería planeada de Merlín
El patrón para una de sus tuberías de kimberlita, junto con las secciones específicas, se ilustra en
Figuras 57 y 58 a continuación.
120
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Figura 57 - Patrón de minería HBHM
(Merlín 2012)
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Figura 58 - Sección transversal de la tubería Kimberlite con secciones HBHM resaltadas
(Merlín 2012)
121
120
Parámetros iniciales de corte de Merlín
Las pruebas de laboratorio de Merlin de su mineral de kimberlita sugieren que las secciones de mineral con un
la gravedad de más de 2.3 g / cc será demasiado difícil de cortar con chorro de agua y, por lo tanto, no
modificable a HBHM.
Los parámetros iniciales para el corte de las secciones de kimberlita meteorizadas han sido
Merlin determinó que era de 760 a 1.325 lpm (200-350 gpm) a una presión de bomba de 138 a
345 bar (2,000-5,000 psi). Se considera que esta combinación proporciona suficiente flujo de agua y
presión para causar un impacto significativo en la cara de la kimberlita erosionada para causar que
gire a la lechada con sólidos lo suficientemente pequeños como para regresar al tracto aéreo y ser recuperado a través de
El equipo de minería de perforación hidráulica a la superficie.
Merlin empleará una boquilla de un cm y está estimando una velocidad transversal inicial de
10 pulgadas / seg. Al inicio de la minería. Esto entregará un chorro de agua hermético con alto impacto.
presión. Una vez que se abre la cavidad, Merlín anticipa que la velocidad transversal
aumentarse hasta 60 pulgadas por segundo con un espacio vertical de 4 a 10 pulgadas
entre cortes. El espacio vertical corresponderá directamente a la distancia entre
boquilla y el corte.
Resultados desconocidos
No se han proporcionado más actualizaciones a la fecha de este informe. Resultados finales
del ejercicio de minería de prueba será de gran utilidad para evaluar aún más la viabilidad de HBHM
tecnología en general y por su potencial aplicabilidad a la minería selectiva de
depósitos de diamante.
4.2 Parámetros geológicos y mineros para el éxito
HBHM ofrece una gran promesa para las pipas de Kimberlita
Por las muchas razones citadas anteriormente en esta tesis, creemos que el uso de HBHM
La tecnología en las tuberías de kimberlita garantiza una mayor investigación de la industria. Los incentivos para
el éxito se ve incrementado por la escasez proyectada de diamantes y la falta de reciente
Éxito de exploración en el descubrimiento de nuevos depósitos económicos de kimberlita.
Minería favorable y características geológicas
Características mineras y geológicas de los depósitos de kimberlita que se prestan
Los métodos de minería HBHM se pueden resumir favorablemente de la siguiente manera:
Kimberlita favorable geológica y
Características mineras para la aplicación HBHM
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Espesor de la zona objetivo:
> 10 metros
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Ancho de la zona objetivo:
Min. Tonelaje:
Grado (quilates por cien toneladas):
Media Valor por quilate:
Gravedad específica:
Profundidad:
Fuente de agua:
Ancho de tubo completo
> 5,000,000 toneladas de mineral HBHM
> 30 quilates por cien toneladas ('CPHT')
> US $ 300 / quilate
<2.00
50-250 metros
Fuente de agua local altamente deseable
Como se señaló anteriormente, una serie de características geológicas y mineras deben estar presentes,
a priori , para hacer que una tubería de kimberlita sea un candidato favorable para los métodos HBHM. Primero el
El espesor mínimo de una sección específica de la tubería no debe ser inferior a 10 metros y
idealmente debe abarcar la sección transversal completa de la tubería. La zona no debe ser inferior a 50
metros y no más de 250 metros de la superficie de perforación. El mineral en la sección objetivo
debe ser relativamente suave con un SG de no más de 2.00. El grado de la zona objetivo
debe ser de al menos 30 quilates por cien toneladas ('CPHT', la medida estándar de la industria de
grado) y el valor promedio por quilate debería ser mayor a US $ 300. Finalmente, el agregado
el tonelaje en todas las zonas objetivo debe ser de al menos 5,000,000 toneladas y debe haber un
Suministro de agua fácilmente disponible. Con todos los factores anteriores presentes, la probabilidad de
El éxito de HBHM mejorará enormemente.
4.3 Depósitos diamantíferos dirigidos
África ofrece la mayoría de las oportunidades
Las kimberlitas diamantíferas se encuentran en todo el mundo a través de África, Rusia,
Canadá y Australia poseen un número desproporcionado de depósitos económicos. África tiene
Con mucho, el mayor número de ocurrencias de kimberlita diamondífera documentadas. Ver
Figura 59 a continuación.
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Figura 59 - Depósitos diamantíferos primarios y secundarios africanos
(Fuente: www.diamondstamps.eu)
Muchos objetivos identificados
África tiene el 54% de los recursos conocidos de diamantes, colocándolo significativamente por delante de
Rusia, la segunda mayor fuente de recursos de diamantes con 14%. De registros públicos,
hemos compilado una lista de posibles tubos de prueba HBHM en manos de privados con dificultades financieras
y pequeñas empresas que cotizan en bolsa. La información es difícil de obtener ya que no hay publicaciones
Directorio de tubos de kimberlita. Una tabla resumen de posibles objetivos mundiales identificados
en nuestra búsqueda se expone a continuación.
PROYECTO
PAÍS
PROPIETARIO
NOMBRE
ESCENARIO
RECURSO
Cue & Soopy
Australia
Recursos de Sunrise
Australia
Diamantes Merlin
Australia
Diamantes Kimberley
Botsuana
Botsuana
Diamantes de Firestone
Aburrir
Clúster Merlín
Ellendale
Cuidado y mantenimiento.
97 MT @ 4 CPHT
Cuidado y mantenimiento.12MT @ 9 CPHT
Lerala
Brasil
Minerado Bravo Cavado
Canastra 1
Canadá
Diamantes de corte
Metalex
N/A
30 MT @ 24 CPHT
Tubo BK11
Diamantes Kimberley
Canadá
Adv. Expl.
Minería de prueba
Jericho Pipe
Tubo U2
20MT @ 27 CPHT
10MT @ 18 CPHT
Cuidado y mantenimiento.
3.4MT @ 90 CPHT
Adv. Expl.
41MT @ 30 CPHT
Adv. Expl.
566MT @ 28 CPHT
Canadá
Dianor Resources Inc.
Guinea
Diamantes estelares
Droujba
Muestreo a granel
4.5MT @ 88 CPHT
Guinea
Diamantes estelares
Baoule
Muestreo a granel
22 MT @ 30 CPHT
Kao
Minería
150 MT @ 7 CPHT
Lesoto
Storm Mountain Diamonds
Pipe Leadbetter
Pinchar.
Adv. Expl.
Lesoto
Diamantes Paragon
Lemphane
Adv. Expl.
49 MT @ 2 CPHT
Lesoto
Diamantes Paragon
Motete
Adv. Expl.
1.6 MT @ 65 CPHT
Sierra Leona
Octahedra Holdings
Tubo 3
Adv. Expl.
10 MT @ 30 CPHT
Adv. Expl.
0.6 MT @ 180 CPHT
124
123
Sierra Leona
Diamantes estelares
Tongo
Sudáfrica
Diamantes de roca azul
Kareevlei Cluster
Adv. Expl.
Sudáfrica
Diamond Corp.
Cordón
Tanzania
Stanton Ltd.
Tubo de mahene
Adv. Expl.
27 MT @ 8 CPHT
Tanzania
Stanton Ltd.
Pipa Itanana
Adv. Expl.
10 MT @ 3 CPHT
Desarrollo
8 MT @ 4.5 CPHT
35 MT @ 40 CPHT
* CPHT = quilates por cien toneladas
Tabla 5 - Objetivos de exploración de diamantes
Deben abordarse los objetivos para la empresa conjunta
Hay una serie de posibles tuberías de kimberlita que tienen una extracción y
Características geológicas para la aplicación de la tecnología HBHM. Se destacan
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Á
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en la Tabla 5 anterior y como se señaló anteriormente, la preponderancia se encuentra en África. Ellos
van desde proyectos en una etapa de exploración avanzada hasta aquellos en cuidado y mantenimiento como
Las operaciones anteriores no eran económicas utilizando métodos de minería convencionales. Casi todos
los proyectos mencionados anteriormente están en manos de entidades que se encuentran en un estado de dificultades financieras y
probablemente sería receptivo a un enfoque de una parte que ofrezca financiar un estudio piloto de HBHM
a cambio de una participación accionaria negociada en su tubería de kimberlita. Como siguiente paso, nosotros
propondría buscar respaldo financiero para tal prueba piloto y una vez que se asegure el financiamiento
entablar negociaciones con las empresas mencionadas anteriormente para una empresa conjunta.
125
Page 124
Capítulo 5
Economía conceptual
5.1 Modelo económico conceptual
No hay datos de la industria, así que desarrollamos nuestro propio modelo económico
Dada la falta de experiencia en la industria con las operaciones de HBHM, hay datos limitados
disponible para estimar costos de capital y operativos. Como sustituto, hemos desarrollado un
modelo financiero de una operación minera conceptual HBHM aplicada a una kimberlita idealizada
tubo. Si bien es cierto que es un enfoque imperfecto, representa un punto de partida útil para
evaluar la economía potencial de la tecnología HBHM aplicada a un diamante de kimberlita
operación minera.
Parámetros del cuerpo mineral
Nuestra tubería de kimberlita 'idealizada' tiene las siguientes características.
Tonelaje recuperable:
Grado:
Gravedad específica:
Media Valor por quilate:
5,500,000 toneladas
30 CPHT
2,00
US $ 350
Parámetros de minería y procesos
Nuestra operación de minería conceptual se basa en dos plataformas que operan en forma continua.
base. Esto se basa en gran medida en la operación de diamantes Merlin propuesta en Australia y
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tiene los siguientes parámetros:
Tasa de recuperación de la planta de proceso:
90%
Tasa de producción:
Horas de funcionamiento:
Disponibilidad:
Producción por año:
70 toneladas de mineral por hora
24 horas al día
85%
521,220 toneladas por año
Media Densidad de lodo:
Tasa de recuperación de lodo:
22% de sólidos, en masa
1250 GPM
Costos de operacion
Esto da lugar a las siguientes estimaciones de costos operativos (nuevamente según los datos de Merlin):
Costo operativo por tonelada de mineral:
US $ 30 / tonelada
126
125
Costos de capital
Los costos de capital iniciales para una configuración de minería de dos plataformas se estiman en
orden de US $ 22 millones de la siguiente manera:
Sistema de minería a chorro (x 2):
Planta DMS:
Unidades de bombeo (x2):
Instrumentación (x2):
US $ 9,000,000
US $ 4,000,000
US $ 1,000,000
US $ 400,000
Tablas de agitador:
Tuberías, Válvulas:
Misceláneos Equipo:
Infraestructura del campamento:
Poder:
US $ 200,000
US $ 400,000
US $ 1,000,000
US $ 2,500,000
US $ 1,500,000
Multitud. Y configuración del proyecto:
Costos iniciales de capital
US $ 2,000,000
US $ 22,000,000
El capital de mantenimiento se estima en un 20% de los costos de capital iniciales, o US $ 4.4
millones por año.
5.2 Devoluciones anticipadas
TIR HBHM anticipados Muy atractivo @ 79%
Se ha construido un modelo financiero en Microsoft Excel usando lo mencionado anteriormente
parámetros La operación tiene una vida útil de 10.5 años y genera un gran atractivo.
TIR del 79% y VPN (tasa de descuento del 10%) de US $ 80 millones. Un extracto de lo financiero
Las proyecciones son las que se detallan a continuación. El análisis de sensibilidad muestra que la calificación del depósito
podría reducirse de 30 CPHT a tan solo 18 CPHT sin dejar de producir un nivel aceptable
de TIR del 17%.
MINERÍA BOREHOLE - MODELO FINANCIERO CONCEPTUAL
AÑO 0
PRODUCCION (TONELADAS)
AÑO 1
AÑO 2
AÑO 3
521220
521220
521220
GRADO (CPHT)
30
30
30
TASA DE RECUPERACIÓN DE PROCESOS
90%
90%
90%
140729
140729
140729
$ 350
$ 350
$ 350
CARATAS PRODUCIDAS
PRECIO POR CARRO
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INGRESOS
$ 49,255,290
COSTO OPERATIVO / TONELADA
$ 49,255,290
$ 30
$ 30
$ 49,255,290
$ 30
127
Page 126
TOTAL DE COSTES OPERATIVOS
$ 15,636,600
$ 15,636,600
$ 15,636,600
BENEFICIO NETO ANTES DE IMPUESTOS
$ 33,618,690
$ 33,618,690
$ 33,618,690
IMPUESTO SOBRE LA RENTA (@ 35%)
$ 11,766,542
$ 11,766,542
$ 11,766,542
INGRESO NETO DESPUÉS DE IMPUESTOS
$ 21,852,149
$ 21,852,149
$ 21,852,149
GASTOS DE CAPITAL - $ 22,000,000
- $ 4,400,000
- $ 4,400,000
- $ 4,400,000
FLUJO NETO DE EFECTIVO - $ 22,000,000 $ 17,452,149
$ 17,452,149
$ 17,452,149
VPN (@ 10%): $ 79,929,808
TIR
79%
Tabla 6 - Modelo financiero conceptual
5.3 Conclusiones clave del análisis financiero
Conclusiones clave: HBHM es un cambiador de juego potencial
Los puntos clave del modelo económico conceptual HBHM son los siguientes:
• Los costos de capital para una operación HBHM son significativamente más bajos que para una operación comparable
Operación convencional de kimberlita de diamante. En el caso conceptual, capital inicial
los costos se estimaron en US $ 22 millones para una configuración de dos plataformas que mina y
procesa aproximadamente 500,000 toneladas por año de mineral produciendo
aproximadamente 141,000 quilates por año.
• Se pueden lograr tasas de rendimiento financieras atractivas para escalas relativamente modestas
operaciones (VPN-US $ 80 millones; TIR-79%). Tales operaciones a pequeña escala (es decir
500,000 toneladas anuales de producción de mineral) serían subeconómicas por
métodos de minería convencionales.
• Las tasas de rendimiento económicas son alcanzables para depósitos de baja ley. Sensibilidad
El análisis sugiere que se puede lograr una TIR atractiva del 17% con una calificación tan baja
como 18 CPHT (vs. Base Case de 30 CPHT). Este grado probablemente sería antieconómico
incluso para operaciones convencionales a gran escala.
• La capacidad de la tecnología HBHM para hacer de menor tamaño económico y menor grado
Los depósitos de kimberlita representan una oportunidad de negocio única para explotar tales
tuberías 'varadas' y desbloquear su valor intrínseco.
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Capítulo 6
Conclusiones, plan de acción y desafíos
6.1 Conclusiones
HBHM ofrece una alternativa de bajo costo a la minería convencional
Conceptualmente, HBHM ofrece una alternativa de bajo costo a la minería convencional de
tubos de kimberlita. Es ideal para explotar estos típicamente modestos, orientados verticalmente
cuerpos minerales que a menudo no son económicos para explotar utilizando métodos de minería convencionales. los
La tecnología promete costos de capital y operativos significativamente más bajos que los convencionales
minería. La sobrecarga no tiene que ser eliminada, la infraestructura subterránea no es
no se requieren flotas masivas de equipos de movimiento de tierra. La producción es
inmediato, altamente selectivo y en forma de suspensión que reduce aún más el transporte y
Costos de procesamiento. Las fuentes y flujos de agua subterránea no se ven alterados. Ambiental
Los impactos se reducen considerablemente.
HBHM es un cambiador de juego potencial
Como se demuestra en el modelo económico conceptual, HBHM es un juego potencial
cambiador para la explotación de tuberías de kimberlita que no son susceptibles a las convencionales
métodos de minería debido al tamaño subeconómico, bajo grado o ubicación remota. Costos de capital
son un orden de magnitud inferior a los requeridos en los enfoques de minería convencionales.
Una operación anual de 500,000 toneladas requiere solo US $ 22 millones de capital de desarrollo
vs. US $ 150 + millones para una operación convencional de tamaño comparable (por ejemplo, Firestone
Liqhobong - US $ 222 millones o Lucara's AK6 Karowe - US $ 150 + millones). Financiero
Los retornos son muy atractivos (TIR del 50-100%). La tecnología desbloquea valor en pequeños
o tuberías diamantíferas de grado inferior que de otro modo no son económicas con las convencionales
métodos de minería Mínima perturbación de la superficie y requisitos de infraestructura junto con
La capacidad de operar en un entorno saturado de agua son beneficios adicionales de HBHM
tecnología.
6.2 Desafíos
El componente de transporte aéreo puede ser 'talón de Aquiles'
El principal desafío es demostrar que la tecnología HBHM puede ser avanzada
más allá de la etapa de prototipo a escala comercial completa ya sea en kimberlitas u otro mineral
tipos. Mientras que varias pruebas piloto en un espectro de tipos de minerales realizadas en los últimos cuarenta años
han sido positivos, ninguno ha demostrado que la tecnología HBHM sea lo suficientemente robusta
para lograr y mantener niveles comerciales de producción durante largos períodos de tiempo. los
Es probable que la debilidad del sistema sea menor en la extracción de la roca que en el
Levantamiento constante y continuo de la lechada desde el fondo del pozo hasta la superficie. Esto podría ser
129 129
Page 128
El 'talón de Aquiles' de la tecnología. A pesar de este defecto potencialmente fatal, el
Los beneficios económicos y ambientales de la tecnología son lo suficientemente prometedores como para merecer
Mayor atención y esfuerzo de la industria.
6.3 Plan de acción
Las empresas seleccionadas deben ser contactadas para una empresa conjunta
Se han identificado varias kimberlitas como posibles candidatos a HBHM. Ellos
son propiedad de capitalización de mercados privados y pequeños con dificultades financieras que cotizan en bolsa
exploradores de diamantes que probablemente serían receptivos a una oferta para realizar una prueba piloto en
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APLICACIÓN DE LA MINERÍA HIDRÁULICA DE BOREHOLE ('HBHM') A DEPÓSITOS DIAMONDÍFEROS
intercambiar por una participación significativa en la propiedad de su tubería de kimberlita. Es la intención del
autor para buscar respaldo financiero para el concepto, y si tiene éxito, iniciar discusiones con
Los propietarios de las tuberías específicas. Si se puede negociar una empresa conjunta exitosa, un HBHM
se realizaría un estudio de viabilidad seguido de una prueba piloto para validar los supuestos
del estudio de viabilidad. Las operaciones comerciales a gran escala podrían comenzar si la prueba piloto
Los resultados son favorables.
6.4 Áreas de investigación futura
Faltan datos de campo
La Oficina de Minas de EE. UU. Financió varios campos importantes (y exitosos)
ensayos de minería de pozos hidráulicos durante los años setenta y ochenta. El clinton
El cierre de la administración de la Oficina de Minas de Estados Unidos en 1996 trajo esta investigación
iniciativa a un alto. Desde este momento, ha habido pruebas de campo dispersas por parte de privados
empresas pero los esfuerzos han sido aislados y en la mayoría de los casos no se han logrado resultados
disponible al público Basarse en el progreso temprano de la extracción de pozos requerirá primero
y el renovado compromiso de la industria con las pruebas de campo de la tecnología. En la ausencia
de tales ensayos de campo, el progreso se silenciará y la minería de pozos seguirá siendo un prototipo
tecnología.
Se requieren modelos predictivos mejorados de corte de rocas
Un gran desafío para caracterizar y modelar los mecanismos de falla para roca
sometido a un chorro de agua es el hecho de que la roca es discontinua, no homogénea, anisotrópica
e inelástica. Esto está en marcado contraste con el material "ideal" para modelos analíticos que
se supone que es continuo, homogéneo, isotrópico y linealmente elástico. La presencia de
los fluidos se suman a la complejidad. Como consecuencia, no se puede confiar en modelos analíticos
para proporcionar los resultados predictivos necesarios para la falla de rocas por chorro de agua. Dado que
naturaleza intratable del problema, existe una creciente dependencia de modelos numéricos para
simula y predice fallas de roca y rendimiento de corte. Si bien ha habido mucho progreso
Están hechos de modelos predictivos de corte de rocas por chorros de agua más avanzados, más eficientes y robustos.
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necesario. Los modelos actuales tienen requisitos de entrada de datos poco realistas o son demasiado
simplista y, en consecuencia, no proporcionan predicciones útiles. En la actualidad, lo mejor
el modelo predictivo de chorro de agua sigue siendo una prueba de laboratorio de muestras de roca representativas
junto con la esperanza ciega de que los resultados de laboratorio se aproximarán al rendimiento de campo. Nos referimos
a esto como el enfoque de "rociar y orar". La clave para avanzar en el estado actual del arte es un
mejor comprensión de las condiciones que rigen el inicio de la fractura, el crecimiento y la
presurización de tales fracturas por el fluido del chorro de agua.
Los abrasivos ofrecen un gran potencial pero necesitan más investigación
La introducción de abrasivos en la corriente de chorro de agua ofrece el potencial de
expandir la gama de minerales que HBHM puede cortar, particularmente para tipos de minerales más duros como
granito, kimberlitas, etc. Sin embargo, existe poca o ninguna experiencia de campo con el uso de
chorros hidro-abrasivos en aplicaciones HBHM. La literatura de investigación está igualmente vacante. Esta
representa un área fructífera de futuras investigaciones teóricas y empíricas.
Optimizar el rendimiento del transporte aéreo
Al igual que la falla de rocas, el estudio teórico del rendimiento del transporte aéreo es complejo y
depende de numerosos factores que incluyen, entre otros, el tipo de mezcla fluido-sólido, flujo
régimen, densidad del fluido, diámetro de la tubería, longitud de la tubería, caudal y presión del aire, caudal del fluido
y presión, relación de inmersión, consideraciones de la capa límite, etc. Mejor predicción
Se necesitan modelos para garantizar que los parámetros de diseño de transporte aéreo seleccionados produzcan el deseado
rendimiento de campo. Se ha realizado un trabajo teórico y empírico considerable
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por investigadores anteriores, pero se necesita hacer mucho más para avanzar en este componente crítico de
un sistema de extracción de pozos, que incluye la evaluación de tecnologías alternativas de bombeo (p. ej.
bombas mecánicas de fondo).
Diseño y rendimiento de boquillas
El diseño de la boquilla es fundamental para el rendimiento de corte de rocas del chorro de agua. Ahi hay
prácticamente no se ha realizado ninguna investigación sobre el diseño de boquillas HBHM desde 1976 cuando el USBM financió un
estudio del diseño óptimo de boquillas para excavación mineral (Lohn y Brent, 1976). Parece
probable que se puedan lograr mejoras adicionales en el diseño de la boquilla integrando
avances recientes en dinámica de fluidos computacional, ciencia de materiales, sistemas de control, etc.
Además, dado que la potencia de corte se disipa rápidamente al aumentar la distancia de separación de
la boquilla, también se deben considerar innovaciones mecánicas como
'boquilla telescópica' que se extendería físicamente hacia afuera a medida que el tamaño de la caverna se expanda hasta
minimizar la distancia de separación. Todo lo anterior, en nuestra opinión, podría producir importantes
mejora en el rendimiento de corte de los sistemas HBHM.
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Los chorros de agua pulsantes y de cavitación son muy prometedores
El hecho de que los chorros de agua por pulsación y cavitación permiten cortar rocas en un fluido
presión significativamente por debajo de la presión de estancamiento de un chorro continuo de alta presión que ofrece
gran promesa. Esta es una de las áreas más prometedoras de futuras investigaciones, particularmente en
caudales significativamente más altos que los alcanzados hasta la fecha y en un espectro más amplio de minerales
(ya que las presiones destructivas generadas por la pulsación y la cavitación superan esas
necesario para desintegrar incluso el más fuerte de los minerales naturales).
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Por
Daniel Morgan Boone Beck
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