See discussions, stats, and author profiles for this publication at: https://www.researchgate.net/publication/326020662 DISEÑO DE RECUPERACION DE PUENTES EN MINA INMACULADA Conference Paper · June 2018 CITATIONS READS 0 202 3 authors, including: Fredy Alvaro Elorrieta Universidad Nacional San Antonio Abad del Cusco, Cusco Christian Carbajal 6 PUBLICATIONS 1 CITATION 3 PUBLICATIONS 0 CITATIONS SEE PROFILE SEE PROFILE Some of the authors of this publication are also working on these related projects: Understanding the rock mass strength to improve the excavations in Sub level Stoping View project All content following this page was uploaded by Fredy Alvaro Elorrieta on 27 June 2018. The user has requested enhancement of the downloaded file. Diseño de Recuperación de pilares Puente en la mina Inmaculada Fredy A. Elorrieta Agramonte Pontificia Universidade Católica de Rio de Janeiro Hernán Pantaleón Junco Cia Minera Ares SAC. Christian Carbajal Isidro Cia. Minera Ares SAC. RESUMEN: La zonificación del yacimiento para una explotación eficiente, ordenada y rápida, exige establecer zonas de minado dentro de su estructura en distintos niveles de forma simultánea. Esta configuración del diseño genera “puentes pilares” entre las zonas de explotación que concentran tensiones a medida que el minado avanza. Por otro lado, en la necesidad de extraer el mayor porcentaje del yacimiento en la explotación, (recuperación del recurso), el minado de los puentes pilares es una alternativa; y para esto, garantizar la estabilidad de las excavaciones expuestas a estas estructuras es clave para la seguridad de las operaciones. Distintos métodos fueron propuestos para determinar el grado de estabilidad de los pilares, cómo métodos empíricos y métodos analíticos con diferentes resultados. Sin embargo, la necesidad de entender el comportamiento mecánico del pilar es importante para definir la recuperación de estas estructuras, diseñando la secuencia de actividades de forma segura. Para este objetivo, el método de los Elementos Finitos (FEM) fue utilizado empleando el software RS3 de Rocscience. Los resultados de la simulación numérica entregan congruencia con el abordaje empírico y, representa una herramienta efectiva y confiable para el diseño de la recuperación de puentes pilares. 1 INTRODUCCÓN En términos generales, los pilares de roca pueden ser definidos como porciones del macizo rocoso, que queda entre dos o mas excavaciones subterráneas. En minería, es mucho mas práctico definir un pilar como la porción de roca que es dejada de forma intencional para reducir deformaciones y mantener la estabilidad de la mina. Desde que, existe la constante demanda de mantener los pilares de roca a un mínimo tamaño o, incluso en muchos casos realizar su recuperación o extracción, es importante realizar el diseño de estos pilares para garantizar un proceso seguro cómo también rentable. El método de explotación de la Mina Inmaculada de la Compañía Minera Ares, se basa en la aplicación de taladros largos para la recuperación 15 m de mineral que queda entre subniveles. En todo el yacimiento se consideraron 3 zonas de explotación: Zona Alta, Zona Intermedia y Zona Baja. Esta configuración de minado permite realizar la explotación de forma rápida y simultanea en las tres zonas, sin embargo, la presencia de pilares puente es necesaria para delimitarlas entre ellas. Estos puentes de mineral presentan un gran porcentaje de reservas económicamente minables y, por sus características geomecánicas y de estabilidad su recuperación fue planteada. Varias aproximaciones para el cálculo de estabilidad y el diseño usan expresiones empíricas para calcular la resistencia de los pilares (Sjöberg, 1993), y contrastarla con las tensiones o la carga a la que se encuentran sometidos, Brady and Brown (2004), explica el concepto de carga tributaria como la carga actuante en estas estructuras. La mayoría de estas fórmulas fueron realizadas para rocas poco competentes, mostrando buena correlación para el diseño de cámaras y pilares en minas de carbón. Estas fórmulas son menos satisfactorias para rocas competentes y su uso para rocas duras debe ser realizado con ligeras modificaciones (Kersten, 1984). Por otro lado, en pocos casos estas fórmulas fueron usadas para pilares horizontales o pilares puente debido a la limitada data en la que se basaron para solucionar estos casos (Sjöberg, 1993). También en la literatura se reportaron aproximaciones analíticas para la solución del problema de pilares, pero obviamente su aplicación de forma generalizada resulta restringida. 1.1 Aplicación de los criterios empíricos El mayor inconveniente de las aproximaciones empíricas es que no logran explicar el comportamiento mecánico del pilar, así como distintos mecanismos de falla, las variaciones de resistencia ni condiciones de carga de forma particular que representa las condiciones específicas de campo. Todos estos parámetros son esenciales para diseñar de forma confiable los pasos y consideraciones adecuadas para la recu- peración de puentes. Además, definir las zonas de debilidad del pilar para evaluar sistemas de refuerzo o soporte es conveniente para tener un escenario más amplio en el diseño del método de recuperación. Todas estas características fueron analizadas para el proceso de recuperación de puentes en la mina Inmaculada. conjunto con las variaciones geológicas, geométricas y las condiciones de tensiones. Haciendo una revisión general de los métodos empíricos para establecer la resistencia de pilares, se muestra alta dependencia en el ratio ancho/altura, como fue definido anteriormente. Lunder and Pakalnis (1997), muestra una forma generaliza de las ecuaciones empíricas, establecida en la ecuación 1. 2 PARÁMETROS QUE INFLUYEN EN LA ESTABILIDAD DEL PILAR PUENTE La resistencia de un pilar está definida por la capacidad de portar cargas compresivas. Esta resistencia es controlada por 1) el tamaño de la excavación; 2) las tensiones actuantes en el pilar; 3) las propiedades mecánicas del macizo rocoso; 4) las características del relleno empleado en el minado, 5) el refuerzo o sostenimiento empleado; 6) el buzamiento de la veta. Tres comportamientos en la falla de los pilares fueron definidos en el trabajo de Mark (1999), considerando distintos ratios entre el ancho y la longitud del pilar. (1) Donde, Ps = Resistencia del pilar; K = es la constante de Resistencia relacionado al material del pilar; W = ancho del pilar; h = altura del pilar; “a” y “b” son constantes empíricas. 2.1 Pilares esbeltos son aquellos que W/H tiene menos que 3 o 4. Cuando estos pilares son cargados hasta su máxima capacidad fallan de forma completa, liberando toda la carga aplicada. 2.2 Pilares intermedios Pilares intermedios son aquellos con ratios entre 4 y 8. Estos pilares no transmiten la carga de forma completa cuando ellos fallan, teniendo una resistencia residual considerable. 2.3 Pilares Gruesos pilares que presentan ratios por encima de 10. Estos pilares pueden admitir grandes cargas y presentan una resistencia residual mucho mayor, admitiendo mayores de formaciones. Este trabajo permite verificar el ratio entre el ancho y la altura de los pilares juega un papel importante en el grado de estabilidad. Adicionalmente, el confinamiento de los “pilares puente” que obtienen de ambos ejes (de las cajas y de la continuidad de la roca en el eje de la excavación), es una característica importante que modifica el comportamiento mecánico de estos (figura 1). 3 MÉTODOS EMPÍRICOS La metodología para la implementación de métodos empíricos se basa en observaciones de campo en Figura 1. Esquema del pilar puente entre dos zonas de explotación y las tensiones actuantes en dicho pilar . Entre los análisis empíricos con esta forma se tienen los trabajos de Mark and Bieniawski (1997), Sheorey (1992), Logie and Matheson (1982), y Kersten (1984), quien estudia el comportamiento de pilares horizontales basándose en el trabajo presentado por de Jongh (1981). Sin embargo, todas estas expresiones fueron desarrolladas para pilares individuales; es decir, pilares que están sujetos a cargas en un solo eje. No obstante, considerando que la deformación del pilar en uno de sus ejes es despreciable, (Generado por la tensión longitudinal en la Figura 1), entonces, por la ley de Hooke es válido asumir que los pilares corridos presentan distintas resistencias y la aplicación de las ecuaciones empíricas de los traba- jos mencionados no servirá para este caso. Este problema se suma a la dificultad de determinar el ancho equivalente para la formula 1. 3.1 Fórmula de confinamiento Lunder and Pakalnis (1997), abordaron el problema de estimar la resistencia de pilares sujetos a tensiones en un eje o en varios ejes sugiriendo el concepto de confinamiento promedio del pilar o “Average Pillar Confinement”, el método propone dos fronteras en un gráfico de estabilidad, (figura 2), que relaciona la resistencia del material intacto del pilar, la tensión actuante y el ratio ancho/altura. Estas fronteras están representadas por factores de seguridad de 1 y 1.4, donde se indica la transición de estable a inestable. Sin embargo, para usar de el método de forma adecuada se sugiere la calibración de estas fronteras. so (roca intacta y condiciones estructurales) y condiciones geométricas. Las características generales de esta labor piloto se encuentran resumidas en la tabla 1. Tabla 1. Características generales de la labor piloto para la recuperación del puente pilar. ______________________________________________ Ancho del puente pilar: 10 m Longitud del puente pilar: 9.0 m Espesor del puente pilar: 4.0 m Profundidad de la excavación: 300 m Tipo de roca en veta: Cuarzo Tipo de roca encajonante: Andesita _____________________________________________ * Column dialog box in Format menu. 4.2 Resistencia de la masa rocosa El problema de la resistencia del macizo rocoso fue superado conjugando sistemas de clasificación geomecánicas cómo el RMR’89 de Bieniawski y el sistema de clasificación RMI propuesto por Palmström (1995). Posteriormente, las clasificaciones fueron usadas para determinar los parámetros del criterio de resistencia de Hoek and Brown (1997), y luego, este comportamiento fue calibrado haciendo observaciones de campo, determinando el grado de estabilidad de pilares puente ya ejecutados en niveles superiores (Nivel 4500). Las características de resistencia del macizo rocoso que compone la veta y del macizo rocoso encajonante se encuentran resumidas en la tabla 2. Tabla 2. Características de resistencia del macizo rocoso en la labor piloto. ______________________________________________ Figura 2. Grafico de estabilidad para pilares basado en la fórmula de confinamiento propuesto por Lunder y Pakalnis (1997). UCS cuarzo intacto: 80 MPa UCS andesita intacta 100 MPa RMR en veta: 50 a 55 RMR en cajas: 48 a 52 Módulo de elasticidad veta: 10 GPa Módulo de elasticidad cajas: 6.5 GPa Coeficiente de poisson*: 0.28 _____________________________________________ * este valor fue asumido para efectos de la simulación Para un pilar puente de 10.0 m de ancho, 9.0 m de longitud y 4.0 m de espesor, el método de Lunder y Pakalnis (1997), sugiere un factor de seguridad entre 1.3 a 1.4 (en la frontera de inestabilidad). 4 SIMULACIÓN NUMÉRICA DE “PILARES PUENTE” EN MINA INMACULADA 4.1 Labor piloto (CX 3635 Nivel 4395) El crucero CX 3635 en el nivel 4395 es una labor que delimita de forma vertical las zonas de explotación “Baja” e “Intermedia” de la mina Inmaculada. La base de este proyecto de recuperación está en el entendimiento del comportamiento del macizo rocoso involucrado en el puente y en las adyacencias, como en los factores que influyen directamente su estabilidad: Tensiones, Resistencia del macizo roco- 4.3 Tensiones actuantes Considerando la porción de roca en el nivel 4400 a una profundidad de 300 metros bajo la superficie, el peso de la columna vertical actuando sobre la zona de la excavación será el resultado de la densidad y de la altura mencionada, para este caso la magnitud asciende a 8.1 MPa. Por otro lado, gran esfuerzo se realizó para el entendimiento del comportamiento de la tensión horizontal en el punto; ya que, la literatura sugiere un amplio rango de variación en el factor “K” que relaciona la tensión horizontal con la tensión vertical previamente calculada (σv=Kσh). A través de retro análisis empleando simulaciones numéricas y observaciones en campo del puente de roca que se encuentra en el nivel 4500 y de varias labores de explotación, se pudo establecer que la tensión ho- rizontal en el punto varía entre 1.3 a 1.7 veces la tensión vertical. El comportamiento de las simulaciones variando la magnitud de las tensiones horizontales hasta 2.5 veces la tensión vertical, muestra inestabilidad en labores de explotación que presentan cajas estables y con dilución mínima. No obstante tensiones horizontales de 1.3 veces la tensión vertical muestran condiciones de estabilidad sobre estimadas, que no se ajusta al comportamiento presentado en campo. El valor de “K” de 1.7 para las tensiones actuantes es congruente con el trabajo presentado en Brown and Hoek (1978). Figura 3. Modelo 3D de la labor piloto para la recuperación del Puente pilar Nivel 4395 4.4 Análisis de estabilidad del puente pilar CX3635 empleando el método de los elementos finitos en 3D. Para el análisis de estabilidad de la labor mencionada se considera un modelo tridimensional utilizando el método de los elementos finitos (FEM por sus siglas en inglés, Figura 3), empleando para este fin el software RS3 de Rocscience. Donde son conjugadas las condiciones de resistencia del macizo rocoso y las condiciones de tensiones calculadas previamente. Las condiciones de contorno del modelo fueron consideradas con nodos de cero grados de libertad en todos los límites, estos límites fueron separados lo suficiente para que las deformaciones de las excavaciones ocurrieran independientemente. Es necesario mencionar que, en las simulaciones no fue considerado sostenimiento alguno; este criterio de evaluación nos permite verificar los volúmenes de roca comprometidos con factores de resistencia iguales a uno que deberán ser sostenidos, dimensionando el refuerzo o soporte de forma adecuada. Para el minado del puente pilar, es necesario el minado previo del banco de mineral que queda entre el cx 3635 y el subnivel inferior. El resultado de este minado, hará que la concentración de tensiones en el puente pilar sea mayor; por lo que fue esencial verificar el grado de estabilidad del puente pilar en este proceso. También fue necesario verificar el comportamiento en todos los pasos para el minado de todo el conjunto, considerando la realización de la zanja slot del banco hacia el nivel inferior, el relleno en pasta de la abertura generada y, posteriormente la recuperación del puente pilar (figura 4). Las condiciones de estabilidad de la labor presentan zonas en el puente pilar con factores de resistencia iguales a 1 (figura 5). Factores de resistencia FoR<1 indica que las tensiones o esfuerzos en el macizo rocoso exceden la resistencia de este. Es evidente Según los resultados que, el puente pilar no se encuentra comprometido de forma generalizada; sin embargo, las regiones en las que el macizo rocoso fue superado en resistencia, pueden ser reforzadas de forma efectiva evitando el desplazamiento de estas zonas que comprometerían la estabilidad de todo el conjunto. Este resultado, entrega un escenario mas claro del comportamiento y la estabilidad del puente pilar para su recuperación que el método empírico de Lunder y Pakalnis (1997). Este último, establece condiciones de inestabilidad potencial para el puente pilar en el Crucero CX3635. No obstante, en la simulación numérica, es posible verificar la zona comprometida del puente pilar y, esta información es apropiada para determinar la cantidad y el tipo de refuerzo para mantener la seguridad de los trabajos de recuperación. Figura 6. Corte bidimensional del puente pilar DESPUES del minado del banco inferior, mostrando la zona inestable dentro de su estructura.. Figura 5. Distribución de factores de resistencia FoR=1 y FoR=1.3. 5 CONCLUSIONES Haciendo un corte en dos dimensiones de la zona del puente pilar en el crucero CX3635, y evaluando el paso previo a la recuperación del pilar (minado del banco entre el CX3635 y el subnivel inferior), se evidencia que las condiciones de estabilidad no cambian de forma abrupta. Por tanto, el refuerzo de la zona afectada mostrada en las figuras 5 y 6, mantendrá la integridad y la estabilidad de la excavación en dicho punto. Figura 5. Corte bidimensional del puente pilar ANTES del minado del banco inferior, mostrando la zona inestable dentro de su estructura. Esta zona deberá ser reforzada para evitar la inestabilidad del puente pilar. La minería subterránea de forma generalizada exige dejar porciones del mineral como pilares para el sostenimiento. En algunos casos, los pilares pueden ser minerales de baja ley no rentables para la mina y en otros de gran valor económico, dependiendo de la calidad de la planificación y de la información disponible durante su ejecución. Sin embargo, los pilares se utilizan como elementos de soporte, ya que las condiciones geomecánicas rara vez permiten la extracción completa de un yacimiento. En consecuencia, el diseño del pilar es extremadamente importante en la optimización de las operaciones mineras. Además los pilares sobredimensionados representan posibles pérdidas de mineral, y los pilares de menor tamaño pueden fallar y provocar daños graves y la pérdida de producción. Problemas como recuperaciones de puentes pilares o intersecciones de labores que no pueden ser simplificados en dos dimensiones deben ser tratados de forma adecuada para obtener resultados adecuados en la toma de decisiones. Por ende, la necesidad de simular los proyectos en 3D, hace necesaria la inclusión de nuevas herramientas numéricas que entreguen estas capacidades. En la literatura, no existe gran número de trabajos que aborden el problema de puentes pilares. Expresiones analíticas fueron desarrolladas para condiciones específicas, lo que restringe su aplicación en condiciones distintas. También, ecuaciones empíricas para estos problemas fueron desarrolladas para realidades de minas de carbón y para pilares que están sujetos a fuerzas en un solo eje. Por otro lado, el problema de puentes pilares teniendo fuerzas aplicadas en dos ejes, fue abordado por Lunder and Pakalnis (1997), empleando la fórmula de confinamiento. En el presente trabajo, se contrastaron los resultados obtenidos por el abordaje empírico propuesto por Lunder and Pakalnis (1997), y la simulación del problema mediante el método de los elementos finitos en 3D, proporcionado por el software RS3 de Rockscience. En términos generales, el abordaje empírico determina una “potencial inestabilidad” del puente pilar con el inconveniente de no especificar la probabilidad de que esto suceda. Esta incertidumbre, sumada a la incapacidad de definir el comportamiento mecánico del pilar, hace que este resultado no cumpla eficientemente como herramienta del diseño de la recuperación del puente pilar. Por otro lado, los resultados de la simulación numérica en 3D muestran congruencia con el abordaje empírico, aunque permite visualizar de mejor manera las necesidades de refuerzo del pilar, para controlar la “potencial inestabilidad” y que esta no suceda. También, entrega las zonas inestables o comprometidas dentro del pilar, y permite apreciar al grado de estabilidad de forma más clara. REFERENCIAS Brown E.T. and Hoek, E. 1978. Trends in relationchips between measured rock in situ stresses and depth. Int. J Rock Mech. Min. Sci & Geomech. Abstr. 15, 211-215. de Jongh, C. L. 1981. 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