altura de roca primaria en minerÍa por panel caving

ALTURA DE ROCA PRIMARIA EN MINERÍA POR PANEL CAVING

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1 INTRODUCCIÓN

La altura de la columna de roca primaria en minería por panel caving tiene un fuerte impacto sobre el negocio minero; ya que a mayores alturas se desarrollará un menor número de niveles para ex-plotar el yacimiento, pero por otra parte se tendrá un mayor nivel de esfuerzos y una más desfavo-rable condición geotécnica.

Obviamente lo anterior es aplicable, en distinto grado, a las etapas de inicio del caving, de conexión a superficie y de caving en régimen, pero resulta especialmente interesante el considerar la condi-ción de caving en régimen, ya que si una vez lograda ésta es posible explotar columnas relativamen-te altas de roca primaria podría aprovecharse esto para optimizar el negocio minero, por ejemplo iniciando el caving en las zonas de menor altura de columna de roca y, una vez alcanzada la condi-ción de caving en régimen, avanzar hacia sectores con mayores alturas de columna de roca prima-ria.

Conforme con esto, el Área de Ingeniería de Rocas de División El Teniente solicitó a AKL el desarrollo del presente estudio, para evaluar geotécnicamente los efectos de la altura de la columna de roca primaria en minería por panel caving para la condición de caving en régimen.

Para lograr este propósito se acordó desarrollar las siguientes actividades específicas: • Describir las variantes del panel caving y su evolución en Mina El Teniente. • Definir y comparar geotécnicamente las condiciones de inicio de caving, conexión a superficie

y caving en régimen. • Desarrollar un benchmarking de las alturas de columna de roca explotadas en minería por

métodos de hundimiento. • Discutir los efectos de la minería por panel caving en lo relativo a generación de concentra-

ciones de esfuerzos, activamiento de estructuras geológicas, desarme del macizo rocoso y sismicidad inducida.

• Caracterizar geotécnicamente el macizo rocoso primario “típico” de Mina El Teniente. • Modelar el proceso de caving en régimen en roca primaria de modo de obtener resultados

cuantitativos, no necesariamente “absolutos” sino que relativos o que permitan evaluaciones comparativas, del efecto de columnas de roca de distinta altura.

• Evaluar los resultados obtenidos para desarrollar ábacos que permitan una evaluación rápida del efecto de distintas alturas de columnas sobre el layout minero.

• Discutir los efectos de la altura de la columna de roca en lo referente al estado tensional, el volumen activo, la sismicidad inducida, la geometría de la “nariz” que se forma en el frente de extracción, el proceso de subsidencia, sus efectos sobre el diseño minero y, finalmente, sus efectos sobre la Pipa Braden.

• Comentar el efecto de las estructuras geológicas, de la incerteza geológica, y el comporta-miento de columnas altas de material quebrado.

• Conforme con todo lo anterior desarrollar conclusiones y recomendaciones aplicables a Mina El Teniente.

En este informe se presentan los detalles de este trabajo, así como las conclusiones y recomenda-ciones que se derivan del mismo.

Finalmente, cabe señalar que gran parte de este trabajo fue financiado por el API #12.500: “Estudios Geomecánicos Complementarios PDT”, y el mismo contó con el apoyo de los ingenieros y geólogos de División El Teniente, bajo la supervisión del Ingeniero Sr. Patricio Cavieres.



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2 ANTECEDENTES Y FUENTES DE INFORMACIÓN

El desarrollo de este trabajo se basa fundamentalmente en los siguientes antecedentes y fuentes de información:

(a) Reuniones técnicas con los profesionales de División El Teniente en Colón y, también, en las oficinas de AKL en Santiago.

(b) Información técnica proporcionada por los ingenieros y geólogos de División El Teniente.

(c) Informes técnicos, en particular los siguientes:

Cavieres, P. (1999): EVOLUCIÓN DE LOS MÉTODOS DE EXPLOTACIÓN EN LA MINA EL TE-NIENTE, Informe Inédito preparado para el Programa de Post-Título en Geomecánica y Geotecnia Aplicada a la Minería del Dpto. de Minas de la Universidad de Chile.

Droguett, A. G. (1999): EVALUACIÓN GEOMECÁNICA DE LA ALTURA DE COLUMNA EN ROCA PRIMARIA, MÉTODO DE EXPLOTACIÓN PANEL CAVING, MINA EL TENIENTE, memoria de títu-lo, Depto. Ingeniería de Minas, Universidad de Atacama.

Dunlop, R. & Gaete, S. (1999): SISMICIDAD INDUCIDA Y ESTALLIDOS DE ROCA EN MINA EL TENIENTE, Informe PL-I-099/99, Área Ingeniería de Rocas, Suptcia. General Planifica-ción MINCO, División El Teniente de CODELCO.

Karzulovic, A. (1999): GEOMETRÍA DE SOCAVACIÓN, ASPECTOS GEOTÉCNICOS, informe técnico de AKL para División El Teniente de CODELCO.

Karzulovic, A.; Cavieres, P. & Pardo, C. (1999): SUBSIDENCIA POR EFECTO DEL CAVING, MINA EL TENIENTE, API N° 12500, informe técnico de AKL para División El Teniente de CODELCO.

Karzulovic, A.; Díaz, J.; Riveros, M.; Villarroel, C. & Karzulovic, I. (1998): EVALUACIÓN GEOTÉCNICA MÉTODOS DE SOCAVACIÓN PREVIA Y AVANZADA MINA EL TENIENTE, informe técnico de AKL para División El Teniente de CODELCO.

(d) Biblioteca técnica de AKL, en particular las referencias siguientes:

Gertsch, R. E. & Bullock, R. L. (eds.) (1998): TECHNIQUES IN UNDERGROUND MIN-ING, SME, New York.

Glen, H. W. (ed.) (1992): MASSMIN 92, The South African Institute of Mining and Met-allurgy, Johannesburg.

Hartman, H. L. (1987): INTRODUCTORY MINING ENGINEERING, J. Wiley & Sons, New York.

Hartman, H. L. (ed.) (1992): SME MINING ENGINEERING HANDBOOK, 2nd ed., SME, New York.

Hustrulid, W. A. (ed.) (1982): UNDERGROUND MINING METHODS HANDBOOK, SME, New York.

Stewart, D. R. (ed.) (1981): DESIGN AND OPERATION OF CAVING AND SUBLEVEL STOPING MINES, SME, New York.

(e) Biblioteca computacional de AKL.



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3 ANTECEDENTES GENERALES

PROPÓSITO DEL ESTUDIO

El propósito de este trabajo es evaluar geotécnicamente los efectos de la altura de la columna de roca primaria en minería por panel caving, para la condición de caving en régimen. Para lograr este propósito fue preciso desarrollar las siguientes actividades específicas: • Describir las variantes del panel caving y su evolución en Mina El Teniente. • Definir y comparar geotécnicamente las condiciones de inicio de caving, conexión a superficie

y caving en régimen. • Desarrollar un benchmarking de las alturas de columna de roca explotadas en minería por

métodos de hundimiento. • Discutir los efectos de la minería por panel caving en lo relativo a generación de concentra-

ciones de esfuerzos, activamiento de estructuras geológicas, desarme del macizo rocoso y sismicidad inducida.

• Caracterizar geotécnicamente el macizo rocoso primario “típico” de Mina El Teniente. • Modelar el proceso de caving en régimen en roca primaria de modo de obtener resultados

cuantitativos, no necesariamente “absolutos” sino que relativos o que permitan evaluaciones comparativas, del efecto de columnas de roca de distinta altura.

• Evaluar los resultados obtenidos para desarrollar ábacos que permitan una evaluación rápida del efecto de distintas alturas de columnas sobre el layout minero.

• Discutir los efectos de la altura de la columna de roca en lo referente al estado tensional, el volumen activo, la sismicidad inducida, la geometría de la “nariz” que se forma en el frente de extracción, el proceso de subsidencia, sus efectos sobre el diseño minero y, finalmente, sus efectos sobre la Pipa Braden.

• Comentar el efecto de las estructuras geológicas, de la incerteza geológica, y el comporta-miento de columnas altas de material quebrado.

• Conforme con todo lo anterior, desarrollar conclusiones y recomendaciones aplicables a Mina El Teniente.

En lo que sigue de este capítulo se presentan las primeras de estas actividades específicas:

Se describen los métodos de explotación por hundimiento y, dentro de éstos, las variantes y particu-laridades que presenta el método de panel caving, definiendo así claramente las características del método de explotación aquí considerado.

Se detalla la evolución de estos métodos en Mina El Teniente.

Se presentan antecedentes respecto a la práctica minera y su evolución, en lo referente a métodos por hundimiento, obviamente con énfasis en el caso particular de Mina El Teniente.



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LOS MÉTODOS DE EXPLOTACIÓN POR HUNDIMIENTO

Como se muestra en Figura 3.1, los métodos de minería subterránea se suelen clasificar según sus requerimientos de soporte de la cavidad desde donde se extrae el mineral, y los métodos de explo-tación por hundimiento pertenecen al grupo de métodos en que la cavidad desde donde se extrae el mineral no requiere de soporte.

Por otra parte, los métodos de explotación por hundimiento se caracterizan porque inducen el des-plazamiento vertical descendente del cuerpo mineralizado y de la roca suprayacente, ya sea que-brando el macizo rocoso mediante perforación y tronadura (sublevel caving) o bien induciendo este quiebre mediante la socavación de la base que soporta la columna de roca a extraer (block y panel caving).

Todos estos métodos requieren el desarrollo continuo del hundimiento o caving, ya que en caso contrario se podría generar una cavidad subterránea que eventualmente podría colapsar, causando daños importantes en la operación minera.

Conforme con esto, los métodos por hundimiento producen subsidencia, cuya expresión en superfi-cie suele ser un cráter cuya morfología depende de la minería, de las características mecánicas del macizo rocoso y de la topografía del terreno1. Evidentemente, la aparición en superficie de este crá-ter de subsidencia se produce después de la conexión a superficie de la cavidad generada por el caving.

1 En el trabajo de Karzulovic, Cavieres & Pardo (1999) puede encontrarse una discusión detallada del fenómeno de subsidencia

asociado a minería por métodos de hundimiento.

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Figura 3.1: Clasificación de los principales métodos de minería subterránea (modificada de Brady & Brown (1992))



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Por lo tanto, los métodos por hundimiento pueden clasificarse como se muestra en Figura 3.2, se-gún la forma de quiebre de la columna de mineral, desde el caso en que toda esta columna se quie-bra mediante perforación y tronadura (u otro método artificial) hasta el caso en que se induce el quiebre natural de esta columna mediante la socavación de su base.

Los principales métodos de explotación por hundimiento, cada uno de los cuales presenta a su vez variantes, corresponden a: • hundimiento por subniveles (sublevel caving) • hundimiento de bloques (block caving) • hundimiento de paneles (panel caving)

En lo que sigue de este acápite se describe brevemente cada uno de estos métodos de explotación por hundimiento, y luego se desarrolla una evaluación comparativa de los mismos en lo referente a la forma en que se produce la propagación del caving.

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SE INDUCE NATURALMENTE MEDIANTE LA SOCAVACION DE LA BASE DE LA COLUMNA

TODA LA COLUMNA SE QUIEBRA MEDIANTE PEFORACION Y TRONADURA(U OTRO METODO ARTIFICIAL)

HUNDIMIENTO POR SUBNIVELES (SUBLEVEL CAVING)

HUNDIMIENTO FORZADO CON TIROS LARGOS

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SIN CROWN-PILLAR

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Figura 3.2: Clasificación de los principales métodos por hundimiento, según la forma de quiebre de la co-lumna de roca mineralizada.



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Descripción: Es un método de explotación masivo, que se basa en el aprovechamiento del flujo gravi-tacional del material tronado y del material diluyente. Como se ilustra en Figura 3.3, el método extrae el mineral vía subniveles, los cuales están desarrollados en el cuerpo mineralizado a un espaciamiento regular en la vertical (de 8 a 30 m). Cada subnivel se caracteriza por te-ner un arreglo sistemático de ga-lerías paralelas (drifts), a largo o a través del cuerpo. A lo ancho del cuerpo mineralizado, el desarrollo de las galerías de cada subnivel parte desde la caja yacente (foot-wall), para terminar en la caja col-gante (hangingwall). En depósitos de menor potencia, las galerías de los subniveles son preparadas en ambas direcciones, desde una ga-lería central (cruzado) y en el rumbo del mismo. Los parámetros más re-levantes para este método de hun-dimiento son los siguientes: dilución del mineral, perforación y tronadura, hundibilidad de la caja colgante, sección de las galerías en los sub-niveles, distancia horizontal entre galerías de un mismo subnivel, y la distancia vertical entre subniveles.

La extracción es considerada buena cuando se logra una recuperación del orden del 80% del mine-ral y el diluyente es menor que el 30%. Cualquier desviación en la disposición geométrica del con-junto de excavaciones puede causar perturbaciones en la fragmentación, en las condiciones de flujo gravitacional, y en la estabilidad de las labores. Estas desviaciones pueden causar una baja en la recuperación de reservas, un incremento de la dilución y el aumento de los costos de fortificación y mantención de las galerías.

Este es uno de los métodos de explotación que cuenta con más información técnica y respecto al cual se han realizado numerosos programas de investigación, especialmente en lo referente a los principios que rigen el flujo gravitacional en medios granulares. Otra característica del método es que la explotación comienza en los niveles superiores, por lo que la aparición en superficie del cráter de subsidencia es más rápida que en los otros métodos por hundimiento (block y panel caving).

Operación: La mayor parte de los desarrollos corresponde a la preparación de las galerías (drifts) de los subniveles (sublevels), actividad que puede alcanzar hasta un 20% de la producción. Tam-bién es necesario desarrollar piques de traspaso de mineral y rampas de conexión entre los diferen-tes niveles y rutas principales del sector productivo. Los desarrollos y preparación corresponden a una actividad sistemática y regular, la cual puede ser organizada y ejecutada eficientemente con equipos modernos. La operación se ve facilitada por el hecho que las faenas de avance y perfora-ción de producción van en distintos subniveles.

Figura 3.3: Esquema isométrico de una minería por hundimiento por subniveles o sublevel caving, que muestra el cráter de subsidencia generado por la minería (tomada de Hamrin (1982)).



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El ciclo típico de operación es el siguiente: perforación radial ascendente (abanicos, con barrenos de 51 a 71 mm), tronadura (típicamente ANFO y dinamita), reducción secundaria (con tronadura con-vencional y/o martillos). La perforación y tronadura es fundamental en la fragmentación de la roca. Estas operaciones pueden ser completamente mecanizadas.

La fortificación típica corresponde a pernos y malla metálica y, en casos especiales, incluye shotcre-te. La ventilación se ve facilitada si los múltiples cruzados de los subniveles son interconectados (como ocurre en una explotación tipo room-and-pillar).

La tronadura de producción de cada subnivel se inicia en el hangingwall, y se explota en retroceso hasta llegar al footwall (los términos “hangingwall” y “footwall” se asocian a la minería de cuerpos ve-tiformes, pero el método también es aplicable a cuerpos mineralizados masivos).

En el área de producción, el manejo de materiales consiste en el carguío de mineral en la galería del subnivel, su transporte y descarga a los piques de traspaso; lo que favorece el uso de equipos LHD, normalmente con baldes de 6 a 13 yd3 (generalmente los subniveles son diseñados para distancias de transporte compatibles con un tamaño particular de cargador).

Se exige una alta eficiencia en las fases de carguío y transporte, porque un cargador puede ser mantenido en continua operación gracias a su traslado desde la galería de un subnivel a otro. El carguío de mineral en una frente se realiza hasta que el operador considera muy alta la contamina-ción con mineral de baja ley. Típicamente el ingreso de material diluyente ocurre entre el 15 y el 40% de extracción, mientras que la caída de mineral ocurre entre el 15 y el 25%, dependiendo de las condiciones locales.

Ventajas: El método de sublevel caving presenta las siguientes ventajas: Minería a gran escala. Permite un manejo relativamente bueno de la sismicidad inducida en roca primaria. Alta recuperación de reservas (80% a 90%). Alta tasa de producción (8.000 a 60.000 TPD). Alta productividad (máximo 36 a 45 ton/hombre-turno). Método Flexible, adaptable y selectivo. Método con un ciclo repetitivo de preparación y producción. Permite una alta mecanización del proceso productivo. No requiere dejar pilares con mineralización. Buenas condiciones de seguridad y de ventilación.

Desventajas: El método de sublevel caving presenta las siguientes desventajas: Alto costo de desarrollo. Costo de operación moderado a alto. Dilución moderada a alta (15% a 40%). Altamente sensible a la dilución, por lo que el control del tiraje es crítico para el éxito del método. Toda la columna de mineral debe ser perforada y tronada para obtener una fragmentación compatible con la extracción por flujo gravitacional. El rápido desarrollo de un cráter de subsidencia afecta la superficie del terre-no, con todas las consecuencias medio-ambientales que se pueden derivan de esto.

Variantes: Las principales variantes de este método corresponden a los métodos de top slicing y de front caving.



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HUNDIMIENTO DE BLOQUES (BLOCK CAVING)

Descripción: Es un método de explotación masivo, donde se soca-va mediante perforación y tronadura la base de cada unidad de explota-ción o bloque, y se aprovecha la gravedad para que se produzca el fracturamiento de la columna de mineral que forma el bloque a ex-traer. Como el mineral quebrado en la base de la columna es removido desde el Nivel de Producción (NP), el macizo rocoso por encima de la base socavada se continua que-brando y hundiendo por gravedad, como se ilustra en Figura 3.4.

El término block caving se originó en las minas de cobre en pórfidos, donde el área explotada es dividida en bloques rectangulares, cuya se-cuencia de explotación remueve to-do el mineral del bloque en explota-ción antes de incorporar, mediante socavación de su base, un nuevo bloque (usualmente adyacente al(los) bloque(s) hundido(s)). Típi-camente el block caving se aplica en mineral secundario, fracturado y de poca competencia. Cuan-do la fragmentación es fina a moderada se utiliza la variante con parrillas o “buítras” en el Nivel de Producción; en el caso de fragmentación moderada se utiliza la variante con scrapers en el Nivel de Producción; y en el caso de fragmentación moderada a gruesa se puede utilizar una variante que in-cluye el uso de equipos LHD.

Bajo los bloques es preciso preparar anticipadamente los Niveles de Hundimiento o Socavación (NH, NS o UCL), de Producción (NP), de Ventilación (SNV), de Control (NC), y de Transporte (NT). Se requiere un mínimo de perforación y tronadura para la socavación de la base del bloque. Así, se subdivide el área a explotar en bloques, típicamente de base cuadrada y más de 2500 m2 de área, usualmente con alturas económicas de 100 a 200 m. La base de cada uno de estos bloques se so-cava mediante perforación y tronadura en el Nivel de Hundimiento.

Operación: El desarrollo asociado a la explotación de un bloque incluye lo siguiente: Nivel de Hun-dimiento (NH o UCL), con galerías paralelas entre sí y espaciadas de 15 a 30 m, para la socavación o corte basal del bloque; Nivel de Producción (NP), con galerías paralelas entre sí y espaciadas de 15 a 30 m, comunicadas por cruzados de acceso y donde se extrae el mineral, se controla la frag-mentación y se hace la tronadura secundaria; Nivel de Transporte (NT), con un conjunto de galerías de carguío y transporte, y buzones de descarga (este es el nivel de menor elevación); piques de traspaso de mineral (OP), y “dedos” (desarrollados desde el NT hasta el piso del NP); chimeneas en forma de embudos para la extracción del mineral, levantadas desde el NP hacia el NH; chimeneas de ventilación para inyección y extracción de aire.

Después de la socavación del NH (perforación y tronadura), comienza el proceso de caving y el mi-neral cae en los embudos colectores, es extraído hacia las parrillas del NP y desde ahí se envía, mediante los OP, al NT. Se debe controlar la extracción por punto para una programación eficiente. Para obtener la mejor recuperación de reservas se requiere un tiraje controlado y, también, seguir un programa de extracción planificado, de modo que la zona de contacto estéril-mineral se manten-ga más o menos pareja en la medida que desciende, producto del caving (en caso contrario se po-dría adelantar la dilución).

Figura 3.4: Esquema isométrico de una minería por hundimiento de bloques o block caving, donde se observan los em-budos en el piso del Nivel de Hundimiento y su llegada a los puntos de extracción, en el Nivel de Producción (tomada de Hamrin (1982)).



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Toda la perforación es considerada como parte de la preparación del bloque, por lo que teóricamen-te no se requiere perforación durante la producción. Sin embargo, en la práctica, a veces es nece-sario asistir desde el NP el fracturamiento y flujo de mineral. Es frecuente la reducción secundaria, mediante tronadura y/o uso de “masa”, para fragmentar por impacto los bloques con sobre tamaño.

Típicamente las galerías del NH o UCL tienen poca (perno y malla metálica en el techo) o ninguna fortificación. La fortificación del NP y del NT usualmente corresponde a perno y malla metálica, ocasionalmente incluyendo shotcrete. Los fortificación de los puntos de extracción es mayor y pue-de incluir cables, marcos metálicos y concreto armado.

El hundimiento de bloques aprovecha la fuerza de gravedad para manejar el mineral, mediante pi-ques de traspaso y “dedos”, hacia los buzones de carguío del Nivel de Transporte. Sin embargo, el control de fragmentación (reducción secundaria) que requiere el carguío a través de buzones puede generar mucho trabajo en el NP, lo que se traduce en un “cuello de botella” del ciclo productivo del sistema.

Ventajas: El método de block caving presenta las siguientes ventajas: Minería a gran escala. Alta recuperación de reservas. Alta tasa de producción (10.000 a 60.000 TPD). Alta productividad (15 a 150 ton/hombre-turno). Método con los menores costos de operación (aprovecha la gravedad). Permite un manejo de materiales mecanizado. Permite una operación estandarizada. Operación segura y con una buena ventilación (excepto en el NH o UCL).

Desventajas: El método de block caving presenta las siguientes desventajas: Muy poca a ninguna flexibilidad. Minería lenta y de gran extensión. Alto costo de preparación. El control del tiraje es crítico para el éxito del método. Riesgo de colapsos si la actividad minera (hundimiento y extracción) no es bien controlada. Riesgo de ocurrencia de colgaduras, las que eventualmente pueden generar airblasts. Bajo ciertas condiciones existe el riesgo de ocurrencia de daños en los puntos de extracción antes del término de su vida operacional (ocurrencia excesiva de sobretamaños, presencia de estructuras desfavorablemente orientadas, extracción poco regular, etc.). Alto costo de reparación de pilares sobre-cargados en el NP. Genera subsidencia a gran escala, con todas las consecuencias medio-ambientales que se pueden derivar de esto.

Variantes: Las principales variantes de este método corresponden al uso de parrillas, scrapers o equipos LHD.



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HUNDIMIENTO DE PANELES (PANEL CAVING)

Descripción: Es un método de explotación masivo, donde se soca-va mediante perforación y tronadura la base de un panel de producción, con un frente de avance común-mente llamado frente de hundimien-to o socavación, que define el ingre-so de área a producción y es planifi-cado coordinadamente con el área que se va agotando. Esta es la for-ma convencional de panel caving y normalmente se utiliza para explotar roca primaria, mucho menos fractu-rada y más competente que la roca secundaria, y que por lo mismo pro-duce fragmentación más gruesa. El diseño minero incluye un Nivel de Hundimiento o Socavación (NH o NS o UCL), un Nivel de Producción (NP), un Sub-Nivel de Ventilación (SNV), un Nivel de Control (NC) y un Nivel de Transporte (NT).

En su forma convencional el panel caving presenta la siguiente secuencia operacional: (1) los desa-rrollos están “adelantados” respecto al frente de socavación, a una distancia que depende de las ca-racterísticas de cada sector productivo, pero que usualmente varía entre 100 y 150 m; (2) las cons-trucciones también están adelantadas respecto al frente de socavación (y evidentemente retrasadas respecto al frente de desarrollo), a una distancia que depende de las características de cada sector productivo, pero que usualmente varía entre 50 y 100 m; (3) la tronadura de zanja se efectúa por de-lante del frente de socavación; (4) el frente de socavación va retrasado respecto a la preparación y, también, respecto a la tronadura de fases de apertura de bateas. Esta secuencia operacional se traduce en la formación de una zona de abutment stress en la vecindad del frente de socavación, la cual afecta las labores de los niveles que se ubican detrás de éste y por debajo del Nivel de Produc-ción. Con el propósito de mejorar esta condición, alejando la zona de abutment stress del frente de producción, en El Teniente se han desarrollado dos variantes del método: panel caving con socava-ción avanzada y panel caving con socavación previa (estas variantes no eliminan la zona de abut-ment stress pero si la alejan del frente de producción).

El panel caving con socavación avanzada, que se ilustra en Figura 3.6 de página siguiente, se ca-racteriza por desarrollar la socavación adelantada respecto al desarrollo de las zanjas y presenta la siguiente secuencia operacional: (1) se desarrollan las labores del NS y solo algunas labores de los niveles inferiores (e.g. solo las calles en el NP); (2) se socava el NS, avanzando con el frente de so-cavación hasta que éste se ubica a cierta distancia por delante del futuro frente de extracción; (3) se desarrollan las restantes labores del NP, en el sector que se ubica ahora bajo área socavada; (4) se realiza la apertura de las bateas de extracción, bajo área socavada; (5) se inician las actividades de extracción de mineral, a una cierta distancia de los frentes de socavación y de preparación.

El panel caving con socavación previa, que se ilustra en Figura 3.7 de página siguiente, se caracte-riza por desarrollar la socavación antes de que se desarrollen las labores del NP y presenta la si-guiente secuencia operacional: (1) se desarrollan las labores del NS; (2) se socava el NS, avanzan-do con el frente de socavación hasta que éste se ubica a cierta distancia por delante de los futuros frentes de extracción y de preparación; (3) se desarrollan todas las labores del NP, que ahora se ubican bajo área socavada; (4) se realiza la apertura de las bateas de extracción, bajo área socava-da; (5) se inician las actividades de extracción de mineral, a una cierta distancia de los frentes de socavación y de preparación.

NIVEL DE PRODUCCIÓN

NIVEL DE CONTROL (MARTILLOS)

SUBNIVEL DE VENTILACIÓN

BATEAS

NIVEL DE TRANSPORTE

PIQUE DE

TRASPASO

NIVEL DE

SOCAVACIÓN




BATEAS

NIVEL DE TRANSPORTE

PIQUE DE

TRASPASO

NIVEL DE

SOCAVACIÓN

Figura 3.5: Esquema isométrico de una minería por hundimiento

de paneles (panel caving) de tipo convencional.



- 11 -




BATEAS

NIVEL DE TRANSPORTE

PIQUE DE

TRASPASO

NIVEL DE

SOCAVACIÓN




BATEAS

NIVEL DE TRANSPORTE

PIQUE DE

TRASPASO

NIVEL DE

SOCAVACIÓN


de paneles (panel caving) con socavación avanzada.




BATEAS

NIVEL DE TRANSPORTE

PIQUE DE

TRASPASO

NIVEL DE

SOCAVACIÓN




BATEAS

NIVEL DE TRANSPORTE

PIQUE DE

TRASPASO

NIVEL DE

SOCAVACIÓN


de paneles (panel caving) con socavación previa.



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El panel caving normalmente utiliza equipo LHD para la extracción de mineral y transporte a los pi-ques traspaso y/o chancadores en el NP. Típicamente la planificación subdivide el panel a explotar en sub-áreas, usualmente de unos 15.000 a 30.000 m2 al año y con alturas económicas en el rango de 100 a 300 m. La fragmentación juega un rol fundamental en el diseño y productividad del método. Las condiciones de superficie deben permitir el desarrollo de la subsidencia asociada al proceso de caving. Este método de explotación es uno de los más económicos, con costos de operación típicos en el rango se 3 a 4 US$/ton y, dependiendo del área total abierta, una capacidad productiva en ré-gimen de 20.000 a 45.000 TPD.

Operación: El desarrollo de un panel caving incluye lo siguiente: Nivel de Socavación Hundimiento (NS o UCL), con galerías de socavación paralelas entre sí y espaciadas típicamente a 15 m, en el caso de las variantes con socavación avanzada o con socavación previa, y a 30 m, en el caso del panel caving convencional; Nivel de Producción (NP), con galerías paralelas entre sí y espaciadas típicamente a 30 m, con puntos de extracción usualmente a distancias de 15 a 20 m, y bateas por donde se extrae el mineral; Sub-Nivel de Ventilación (SNV), con galerías de inyección y extracción de aire, desde donde se levantan chimeneas a los otros niveles (el control de la fragmentación pue-de ser realizado en los brocales del NP, o en un Nivel de Martillos o de Control (NC)); Nivel de Transporte (NT), con un conjunto de galerías de carguío y transporte y buzones de descarga (es el nivel de menor elevación). Los piques de traspaso de mineral (OP) se desarrollan desde el NC, y se extienden hasta el NT.

En el caso del panel caving convencional la socavación rompe contra bateas previamente abiertas en el NP. Se inicia el caving y el mineral cae en las bateas colectoras, desde donde es canalizado a los puntos de extracción del NP y, desde ahí, mediante los OP al NC y al NT. En el caso del panel caving con socavación avanzada (o con socavación previa), la socavación no rompe contra bateas previamente abiertas en el NP, ya que siempre la socavación va adelantada (o se ha realizado con anterioridad al desarrollo de las labores del NP).

Se debe controlar la extracción para una programación eficiente. Para obtener la mejor recuperación de reservas se requiere un tiraje controlado y, también, seguir un programa de extracción planificado de modo tal que la zona de contacto estéril-mineral descienda en forma más o menos pareja. Tanto la tasa de socavación como la tasa de extracción son críticas para el éxito del método. Toda la per-foración es parte de la preparación, por lo que teóricamente no se requiere durante la producción; sin embargo, en la práctica, es necesario asistir desde el NP el fracturamiento y flujo de mineral. De hecho, es frecuente la reducción secundaria mediante tronadura (aunque actualmente se está pro-moviendo el uso de hidrofracturamiento).

La fortificación típica del NS consiste en perno y malla metálica, mientras que en el NP incorpora shotcrete y cables, y en el caso de los puntos de extracción cables, marcos metálicos y concreto armado, con zunchos de confinamiento en los pilares. Los restantes niveles usualmente se fortifi-can con perno, malla metálica y shotcrete.

La extracción de mineral desde los puntos de extracción y su transporte a los OP se realiza con equipos LHD (de 6 a 9 yd3); aprovechándose la fuerza de gravedad para manejar y transferir el mi-neral, mediante piques de traspaso, hacia los Niveles de Control y de Transporte. Típicamente el Ni-vel Principal de Transporte trabaja con trenes o camiones (de 20 a 50 ton). Puede ser factible el uso de chancadores en el NP y, también, el transporte con correas para reducir o eliminar los desa-rrollos verticales.

Ventajas: El método de panel caving presenta las siguientes ventajas: Minería a gran escala. Alta recuperación de reservas (90% a 125%). Alta tasa de producción (10.000 a 45.000 TPD). Alta productividad (200 a 250 ton/hombre-turno).



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Método con los menores costos de operación (aprovecha la gravedad). Permite un manejo de materiales mecanizado. Permite una operación estandarizada. Operación segura (en el caso del NP el método convencional es el que pre-senta una menor seguridad), y con una buena ventilación (excepto en el NS o UCL).

Desventajas: El método de panel caving presenta las siguientes desventajas: Las variantes de socavación avanzada o de socavación previa disminuyen la flexibilidad del método, ya que las distancias entre los frentes de socavación, de construcción y de extracción deben mantenerse dentro de ciertos rangos (típicamente la distancia entre los frentes de socavación y de extracción no puede exceder los 80 a 100 m). Minería lenta y de gran extensión. Alto costo de preparación (el costo es mayor en el caso del panel caving con socavación previa). El control del tiraje es crítico para el éxito del método. Presenta dilución, típicamente entre 10 y 20%. Riesgo de colapsos si la actividad minera (socavación y extracción) no es bien controlada (mayor riesgo en el caso del método convencional). Riesgo de ocurrencia de colgaduras, las que eventualmente pueden generar airblasts. Riesgo de generar una excesiva sismicidad inducida, e incluso estallidos de roca, si la actividad minera (socavación y extracción) no es bien conducida (minería en roca primaria). Bajo ciertas condiciones existe el riesgo de ocurrencia de daños en los puntos de extracción antes del término de su vida operacional (ocurrencia excesiva de sobretamaños, presencia de estructuras desfavorablemente orientadas, extracción poco regular, etc.). La experiencia a la fecha indica que este ries-go sería mayor en el caso del método convencional. Alto costo de reparación de pilares sobre-cargados en el NP. Genera subsidencia a gran escala, con todas las consecuencias medio-ambientales que se pueden derivar de esto.

Variantes: Las principales variantes de este método quedan definidas por la secuencia socavación del UCL versus desarrollo de labores en el Nivel de Producción, y corresponden al panel caving con socavación avanzada y con socavación previa; aunque también podría considerarse, por ejemplo, la opción de un panel caving con apertura “tardía” de bateas, donde solo la apertura de bateas se eje-cuta bajo área socavada.

Todo lo antes expuesto hace posible desarrollar una evaluación comparativa entre los principales métodos de explotación por hundimiento, considerando la forma en que propagan el caving. Esta evaluación se resume en Tabla 3.1 de página siguiente, y permite señalar que:

• La primera gran división entre los métodos por hundimiento dice relación con la forma en que se quiebra la columna de mineral y diferencia al sublevel caving, que utiliza perforación y tro-nadura para este propósito, de los métodos de block caving y panel caving, que buscan soca-var sólo la base de esta columna y aprovechar la fuerza de gravedad para inducir el quiebre natural del macizo rocoso. Por lo tanto, los métodos de block caving y panel caving podrían considerarse métodos “naturales” o “espontáneos” de hundimiento, mientras que el sublevel caving sería un método “forzado” de hundimiento.



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Tabla 3.1 EVALUACIÓN COMPARATIVA DE LOS MÉTODOS POR HUNDIMIENTO SEGÚN LA FORMA DE CRECIMIENTO DEL CAVING

MÉTODO VARIANTE QUIEBRE DE LA COLUMNA DE MINERAL SOCAVACIÓN BASAL CRECIMIENTO VERTICAL

DE LA CAVIDAD CRECIMIENTO HORIZONTAL

DE LA CAVIDAD

TOP SLICING SUBLEVEL

CAVING FRONT CAVING

TODA LA COLUMNA DE MINERAL SE QUIEBRA MEDIANTE PERFORACIÓN Y TRONADURA U OTRO METODO ARTIFI-CIAL.

NO HAY SOCAVACIÓN BASAL. (SE QUIEBRA TODA LA COLUMNA EN FOR-MA ARTIFICIAL).

CRECE DESDE ARRIBA HACIA ABAJO. ESTE CRECIMIENTO ES CONTROLADO POR LA TRONADURA (U OTRO METODO QUE SE USE PARA EL QUIEBRE DE LA COLUMNA DE MINERAL).

PROGRESA EN FORMA MAS O MENOS CON-TINUA, DESDE EL HANGINGWALL HACIA EL FOOTWALL. ESTE CRECIMIENTO ES CONTROLADO POR LA TRONADURA (U OTRO METODO QUE SE UTILICE PARA EL QUIEBRE DE LA COLUMNA DE MINERAL).

CON PARRILLAS

CON SCRAPERS BLOCK CAVING

CON LHD

SE SOCAVA LA BASE DE LA COLUMNA MINERAL, PARA INDUCIR EL QUIEBRE NATURAL DEL MACIZO ROCOSO APROVECHANDO LA FUERZA DE GRA-VEDAD. (A VECES, SI EL MACIZO ES MUY COM-PETENTE, SE PUEDEN INCLUIR NIVE-LES DE FORZAMIENTO PARA QUEBRAR MEDIANTE PERFORACIÓN Y TRONA-DURA PARTE DE LA COLUMNA).

SE SOCAVA UN ÁREA INICIAL DE EX-TENSIÓN SUFICIENTE PARA ASEGU-RAR QUE SE PRODUZCA EL INICIO DEL CAVING. LUEGO ESTA ÁREA SOCAVADA SE AU-MENTA SOCAVANDO COMPLETAMENTE LA BASE DE UN CIERTO NUMERO DE BLOQUES, POR LO QUE EL ÁREA TO-TAL SOCAVADA CRECE EN FORMA DIS-CRETA EN EL TIEMPO.

CRECE DESDE EL NIVEL DE SOCAVACIÓN HACIA ARRIBA. EN PLANTA EL LIMITE DE LA ZONA DE CA-VING QUE CRECE EN LA VERTICAL COINCI-DE CON EL FRENTE DE SOCAVACIÓN. EL CRECIMIENTO DEPENDE DEL PROCESO DE QUIEBRE NATURAL DEL MACIZO ROCO-SO, POR LO QUE SE TIENE POCO CONTROL SOBRE EL, AUNQUE SE PUEDE UTILIZAR LA TASA DE EXTRACCIÓN PARA ACELERARLO O DESACELERARLO.

PROGRESA EN FORMA DISCRETA AL AGREGARSE BLOQUES AL ÁREA HUNDIDA (TÍPICAMENTE SE AGREGA DE ½ A 2 BLO-QUES CADA VEZ). SE PROPAGA CONJUNTAMENTE CON EL FRENTE DE SOCAVACIÓN, POR LO QUE ES-TE CRECIMIENTO ES CONTROLADO.

CONVENCIONAL

CON SOCAVACIÓN AVANZADA

PANEL CAVING

CON SOCAVACIÓN PREVIA

SE SOCAVA LA BASE DE LA COLUMNA MINERAL, PARA INDUCIR EL QUIEBRE NATURAL DEL MACIZO ROCOSO APROVECHANDO LA FUERZA DE GRA-VEDAD. (A VECES, SI EL MACIZO ES MUY COM-PETENTE, SE PUEDEN INCLUIR NIVE-LES DE FORZAMIENTO PARA QUEBRAR MEDIANTE PERFORACIÓN Y TRONA-DURA PARTE DE LA COLUMNA).

SE SOCAVA UN ÁREA INICIAL DE EX-TENSIÓN SUFICIENTE PARA ASEGU-RAR QUE SE PRODUZCA EL INICIO DEL CAVING. LUEGO ESTA ÁREA SOCAVADA SE AU-MENTA SOCAVANDO EL RESTO DEL PANEL EN “FAJAS”, A LO LARGO DEL FRENTE DE SOCAVACIÓN, POR LO QUE EL ÁREA TOTAL SOCAVADA CRECE EN FORMA MAS O MENOS CONTINUA EN EL TIEMPO. (LAS DISTANCIAS ENTRE LOS FRENTES DE SOCAVACIÓN Y DE EXTRACCIÓN DEPENDERÁN DE LAS CARACTERÍSTI-CAS GEOTÉCNICAS DEL SECTOR A EXPLOTAR Y, TAMBIÉN, DE LA VARIAN-TE DE PANEL CAVING QUE SE UTILICE).

CRECE DESDE EL NIVEL DE SOCAVACIÓN HACIA ARRIBA. EN PLANTA EL LIMITE DE LA ZONA DE CA-VING QUE CRECE EN LA VERTICAL QUEDA DEFINIDO POR EL FRENTE DE EXTRAC-CIÓN. LA DISTANCIA ENTRE EL FRENTE DE EXTRACCIÓN Y EL FRENTE DE SOCAVA-CIÓN DEPENDE DE LAS CARACTERÍSTICAS GEOTÉCNICAS DEL SECTOR A EXPLOTAR Y, TAMBIÉN, DE LA VARIANTE DE PANEL CA-VING. EL CRECIMIENTO DEPENDE DEL PROCESO DE QUIEBRE NATURAL DEL MACIZO ROCO-SO, POR LO QUE SE TIENE POCO CONTROL SOBRE EL, AUNQUE SE PUEDE UTILIZAR LA TASA DE EXTRACCIÓN PARA ACELERARLO O DESACELERARLO.

PROGRESA EN FORMA MÁS O MENOS CON-TINUA EN LA MEDIDA QUE AVANZA EL FRENTE DE SOCAVACIÓN. SE PROPAGA CONJUNTAMENTE CON EL FRENTE DE SOCAVACIÓN, POR LO QUE ES-TE CRECIMIENTO ES CONTROLADO.



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• Los métodos naturales de hundimiento requieren la socavación de un área inicial de extensión suficiente como para asegurar que se produzca el inicio del caving. En el caso del block ca-ving y del panel caving convencional, esta área inicial socavada es la misma donde se pro-ducirá la extracción de mineral y desarrollo del caving; mientras que en las variantes de panel caving con socavación avanzada y de panel caving con socavación previa esta área inicial con extracción es menor que el área socavada.

• El crecimiento en la horizontal de la cavidad está asociado al progreso de la socavación. En el caso del sublevel caving esto ocurre desde el hangingwall hacia el footwall2, y se tiene un total control sobre el incremento de área socavada. En el caso del block caving este crecimiento, a partir del área inicial socavada, se produce en intervalos discretos definidos por la cantidad de bloques cuya base se socave (usualmente de ½ a 2 bloques), y se tiene un buen control sobre el crecimiento en planta del área socavada, aunque poca flexibilidad en lo referente a la secuencia de crecimiento de esta área. En el caso del panel caving este crecimiento, a partir del área inicial socavada, se produce en forma más o menos continua ya que se va socavando una faja a lo largo del frente de socavación, se tiene un buen control sobre el crecimiento en planta del área socavada, y más flexibilidad en lo referente a la secuencia de crecimiento de esta área que en el caso del block caving. Es importante indicar que en el caso de las variantes con socavación avanzada y con socavación previa el avance en planta del área en extracción va retrasado respecto al avance del área socavada.

• En el caso del sublevel caving el crecimiento del caving en la vertical se produce desde el subnivel superior hacia abajo, y se tiene un buen control de este crecimiento (queda definido por la tronadura). Por otra parte, en los métodos de block caving y de panel caving este cre-cimiento se produce desde el Nivel de Socavación hacia arriba, depende de las tasas de ex-tracción y su distribución en planta, y se tiene poco control sobre el desarrollo del mismo, aunque se puede acelerar o desacelerar variando las tasas de extracción.

Por lo tanto, puede señalarse que el panel caving es un método de explotación cuyo propósito es in-ducir el quiebre espontáneo del macizo rocoso mediante la socavación de la base de la columna de mineral, y que presenta las siguientes características:

Requiere socavar un área inicial de extensión suficiente como para asegurar el inicio del ca-ving producto de la extracción de mineral3. En sus variantes con socavación avanzada o con socavación previa, el área en extracción es menor que el área socavada. El crecimiento en planta del área socavada es más o menos continuo, conforme se socava una faja a lo largo del frente de socavación. En sus variantes con socavación avanzada o con socavación previa, el frente de extracción va retrasado respecto al frente de socavación. El crecimiento en la vertical de la cavidad generada por el caving se produce desde el Nivel de Socavación hacia arriba, ocurre en el área en extracción (que no necesariamente es igual al área socavada), y depende de las características geológico-geotécnicas del macizo rocoso mineralizado y del manejo de la extracción. Se tiene un buen control sobre el crecimiento en planta del área socavada, y se tiene más flexibilidad en lo referente a la secuencia de crecimiento que en el caso del block caving. Se tiene relativamente poco control sobre el crecimiento en la vertical del caving; aunque puede acelerarse o desacelerarse variando las tasas de extracción (si ello resulta permisible), y facilitarse mediante la incorporación de más área en extracción (si ello es posible).

2 Si bien la denominación “hangingwall” y “footwall” está asociada a yacimientos vetiformes, el método de sublevel caving es tam-

bién aplicable a yacimientos masivos. 3 La superficie mínima requerida para asegurar el inicio del caving depende de las características geológico-geotécnicas del ma-

cizo rocoso. Algunos autores han relacionado índices de calidad geotécnica con el radio hidráulico de esta área inicial (e.g. Laubscher (1993)), pero estas correlaciones deben usarse con precaución, especialmente en el caso de roca primaria. La expe-riencia de El Teniente indica que el macizo rocoso primaria “comienza a sentir” cuando el área socavada excede los 10.000 a 12.000 m2.



- 16 -

EVOLUCIÓN DEL MÉTODO DE EXPLOTACIÓN EN MINA EL TENIENTE4

Desde sus inicios, en 1906, a la fecha el método de explotación en Mina El Teniente ha evoluciona-do, no solo por las diferencias geológico-geotécnicas existentes entre un mineral secundario, a me-nor profundidad, y otro primario, a mayor profundidad, sino que también como resultado de innova-ciones y mejoras resultantes de la experiencia ganada durante la explotación de la mina y la opera-ción de los distintos métodos. Esta evolución se describe brevemente a continuación:

1. MINERÍA EN ROCA SECUNDARIA

1.1. Periodo 1906 a 1940

1.1.1. SHRINKAGE STOPING: Este método, consistente en el desarrollo de caserones mediante realce sobre el mineral fue el primero en ser utilizado para minería en gran escala y el mismo se fue adaptando a las condiciones geotécnicas encon-tradas en la mina, principalmente mediante variaciones en la geometría de los caserones (ancho y largo), en los pilares entre caserones, en la distancia entre labores de producción (drifts), y en la orientación de la explotación. Finalmente se logró una estandarización de esta geometría, dejando los drifts a 12 m entre sí y utilizando caserones de 4.6 m de ancho y 36 m de largo, que abarcaban 4 drifts, con pilares entre caserones de 3 m de ancho. Este método de explotación se ilustra en Figura 3.8 de página 17.

1.1.2. PILLAR CAVING: Una vez concluida la extracción de mineral por el método an-terior y ya abiertos los caserones, se socavaba la base de los pilares entre case-rones para gatillar su ruptura y posterior hundimiento, lo que permitía extraer mi-neral a través de chimeneas y buzones para su posterior traspaso a un nivel in-termedio de acarreo, desde donde se hacía llegar al nivel principal de transporte. Este método se ilustra en Figura 3.9 de página 17, y el mismo fue utilizado en los niveles superiores de la Mina El Teniente, sobre los niveles Teniente C y Te-niente 1.

1.2. Periodo 1940 a 2000

1.2.1. BLOCK CAVING SIN PILAR DE PROTECCIÓN: En base a la experiencia gana-da con el shrinkage stoping y posterior pillar caving, se concluyó que bastaba so-cavar la base del sector a hundir para que se produjera el hundimiento del mine-ral secundario, sin necesidad de desarrollar caserones mediante realce sobre el mineral. Así se originó el método de block caving, manteniéndose la geometría básica de los métodos anteriores, o sea con una distancia de 12 m entre drifts y de 6 m entre buzones (alternados cada 3 m).

La socavación de la base del bloque se efectuaba directamente sobre el enma-derado del drift de producción, con una secuencia de 4 tiros por corte basal. Para asegurar el inicio del caving se socavaba un área de unos 3.600 m2, explotando bloques de 60 a 100 m de altura.

Con este método se logro una disminución importante en el costo de prepara-ción; sin embargo, tenía un elevado costo de operación ya que requería una con-tinua reparación de la enmaderación para mantener estable los drifts de produc-ción.

4 Esta sección se basa principalmente en el trabajo de Cavieres (1999).



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BUZON

EMBUDO

DRIFT DEPRODUCCION

GALERIA BASE PARAINICIO DEL CASERON

CRECIMIENTO DELCASERON EN ALTURA

CASERON

ACC

ESO C

ON

ESCALER

A

BUZON

EMBUDO

DRIFT DEPRODUCCION

GALERIA BASE PARAINICIO DEL CASERON

CRECIMIENTO DELCASERON EN ALTURA

CASERON

ACC

ESO C

ON

ESCALER

A

Figura 3.8: Esquema que ilustra la secuencia operacional de una minería mediante shrinkage stoping (tomada de Cavieres (1999)).

PILAR

SOCAVACION DE LA BASE DEL PILAR

DESARROLLO DE GALERIAEN LA BASE DEL PILAR

PRIMERA ETAPA

A

A

B

B

SECCION A - ASEGUNDA ETAPA

SECCION B - BETAPA FINAL

PILAR

SOCAVACION DE LA BASE DEL PILAR

DESARROLLO DE GALERIAEN LA BASE DEL PILAR

PRIMERA ETAPA

A

A

B

B

SECCION A - ASEGUNDA ETAPA

SECCION B - BETAPA FINAL

Figura 3.9: Esquema que ilustra la secuencia operacional de una minería

con pillar caving (tomada de Cavieres (1999)).



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1.2.2. BLOCK CAVING CON PILAR DE PROTECCIÓN: Para eliminar los problemas de estabilidad que afectaban a los drifts de producción se comenzó a dejar un pi-lar de protección o crown-pillar entre el Nivel de Producción y el piso de la soca-vación, que se denominó Nivel de Hundimiento. Esta práctica comenzó en 1942 y se implantó en forma definitiva en 1947.

La altura o espesor del crown-pillar dependía de las características del macizo rocoso, pero usualmente variaba entre 6 y 9 m. Para el Nivel de Producción se definió una distancia de 12 m entre drifts y de 6 m entre los embudos a lo largo de éstos, equivalente a una malla de extracción de 6 m x 6 m, con áreas de in-fluencia de 36 m2 por embudo. Este diseño fue posteriormente mejorado para aumentar la recuperación de mineral, dando origen al método de block caving que podríamos denominar “tradicional”.

En Figura 3.10 se ilustra este método de block caving con pilar de protección, y en Figura 3.11 de página siguiente permite comparar éste método con el método sin pilar de protección y con una explotación por realce sobre mineral y posterior hundimiento de pilares.

1.2.3. BLOCK CAVING CON BUITRAS: Una vez estandarizado el uso del crown-pillar, en 1947, se continuó mejorando el sistema de explotación y se reemplazó el uso de carros empujados a mano en el Nivel de Producción por un sistema de buitras o parrillas, ubicadas directamente bajo los buzones de producción y que se co-nectaban a piques de traspaso de mineral. Este método de explotación permitió aumentar el tamaño de los bloques, lo que resultaba muy conveniente en la me-dida que se profundizaba la minería y se encontraba roca más competente. Este aumento del tamaño de los bloques se produjo en forma incremental, conforme con lo siguiente: • Bloques de 60 m x 60 m, y con una altura media de 100 m. • Bloques de 60 m x 90 m, y con una altura media de 100 m. • Bloques de 60 m x 120 m, y con una altura media de 100 m. • Bloques de 90 m x 120 m, y con una altura media de 180 m.

CRUZADO A DESQUINCHAR

CRUZADO DESQUINCHADOPARA SER TRONADO

ZONAHUNDIDA

NIVEL DEPRODUCCIÓN

NIVEL DEHUNDIMIENTO

CRUZADO A DESQUINCHAR

CRUZADO DESQUINCHADOPARA SER TRONADO

ZONAHUNDIDA

NIVEL DEPRODUCCIÓN

NIVEL DEHUNDIMIENTO

Figura 3.10: Esquema que ilustra el método de block caving con pilar de protección, que se im-

plantó definitivamente en Mina El Teniente el año 1947 (tomada de Cavieres (1999)).



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SHRINKAGE STOPINGY PILLAR CAVING

BLOCK CAVINGSIN PILAR DEPROTECCIÓN

BLOCK CAVINGCON PILAR DEPROTECCIÓN

ZONAHUNDIDA

ESTERIL

SUPERFICIE ORIGINALDEL TERRENO

PIQUES DE TRASPASO

PIQUES COLECTORES

NIVEL DE ACARREO

NIVEL PRINCIPAL DE TRANSPORTETENIENTE 5

PIQUES PRINCIPALES

DE TRASPASO

SHRINKAGE STOPINGY PILLAR CAVING

BLOCK CAVINGSIN PILAR DEPROTECCIÓN

BLOCK CAVINGCON PILAR DEPROTECCIÓN

ZONAHUNDIDA

ESTERIL

SUPERFICIE ORIGINALDEL TERRENO

PIQUES DE TRASPASO

PIQUES COLECTORES

NIVEL DE ACARREO

NIVEL PRINCIPAL DE TRANSPORTETENIENTE 5

PIQUES PRINCIPALES

DE TRASPASO

Figura 3.11: Esquema que muestra los métodos de explotación utilizados inicialmente en Mina El

Teniente: shrinkage stoping y posterior pillar caving, block caving sin pillar de protec-ción y block caving con pillar de protección. El sistema de traspaso y transporte de mineral es el utilizado antiguamente en Mina El Teniente (tomada de Cavieres (1999)).



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Este método se incorporó primero en los sectores Teniente 1 Sur, Teniente Sub-B Norte, Teniente Sub-B Sur y Teniente 4 Norte; y posteriormente en los secto-res Teniente 3 Isla Estándar y Teniente 6 Quebrada Teniente, por lo que debe considerarse como el block caving típico de Mina El Teniente.

El diseño minero de este método, que se ilustra en Figura 3.13 de página si-guiente, deja una separación de 15 a 20 m entre drifts, y de 7.5 a 10 m entre embudos a lo largo del drift; lo que define mallas de extracción de 7.5 m x 7.5 m y de 10 m x 10 m, con áreas de influencia por embudo de 56 y 100 m2, respecti-vamente. El crown-pillar tiene un espesor nominal (piso a piso) de 8 a 10 m.

1.2.4. BLOCK CAVING CON SCRAPERS: Una variante del método de block caving que se ha utilizado en los sectores Teniente 5 Pilares y Teniente 5 Pilares Norte, donde la fragmentación es media, consiste en utilizar scrapers en lugar de bui-tras o parrillas.

En esta variante, que se ilustra en Figura 3.12, los embudos derraman el mineral directamente al drift de producción, desde donde es acarreado por una cuchara, accionada por un huinche, hacia piques de traspaso ubicados en el extremo del drift (estos piques usualmente son cortos y descargan a un buzón que alimenta al ferrocarril de transporte).

El diseño típico de esta variante en Mina El Teniente considera una malla de ex-tracción de 9.375 m x 9.375 m, con un área de influencia de 88 m2 por embudo, que deja una separación de 18.75 m entre drifts.


NIVEL DE TRANPORTE FERROCARRIL

PARRILLA

NIVEL DE HUNDIMIENTO

PIQUE DE TRASPASOSCRAPER

EMBUDO

BUZON

FERROCARRIL


NIVEL DE TRANPORTE FERROCARRIL

PARRILLA


PIQUE DE TRASPASOSCRAPER

EMBUDO

BUZON

FERROCARRIL

Figura 3.12: Esquema que ilustra el método de block caving con scrapers, utilizado en los sec-

tores Teniente 5 Pilares y Teniente 5 Pilares Norte (tomada de Cavieres (1999)).



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TENIENTE SUB-C

TENIENTE 5NIVEL DE ACARREO

TENIENTE 4NIVEL DE TRASPASO

SUBNIVELDE VENTILACION

TENIENTE 3NIVEL DE PRODUCCION


TENIENTE SUB-C

TENIENTE 5NIVEL DE ACARREO

TENIENTE 4NIVEL DE TRASPASO

SUBNIVELDE VENTILACION

TENIENTE 3NIVEL DE PRODUCCION


Figura 3.13: Esquema que muestra el block caving con buitras del Sector Teniente 3 Isla estándar, el cual puede considerarse típico de Mina El Teniente (tomada de Cavieres (1999)).



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2. MINERÍA MIXTA EN ROCA SECUNDARIA Y PRIMARIA

2.1. Periodo 1970 a 1998

2.1.1. BLOCK CAVING CON LHD: En la medida que se profundizaba la mina comen-zó a aparecer roca primaria, mucho más masiva y menos fracturada que la roca secundaria, por lo producía fragmentación de mayor tamaño. Por lo tanto, apa-recieron bloques “mixtos” que contenían mineral secundario y primario, y a co-mienzos de los años 70 se comenzó a estudiar la mejor forma de explotar estos bloques y se consideró la posibilidad de desarrollar un block caving con equipos LHD5, para un bloque de 90 m x 90 m y tomando en cuenta la experiencia de El Salvador y los proyectos en desarrollo en Henderson (e.g. ver Chacón (1976)). Este método no se implemento en la práctica, pero en el caso de los Bloques 13 y 14 del sector Teniente 3 Isla, se recurrió a un esquema de este tipo como me-dida de contingencia para el manejo de material6.

2.1.2. BLOCK CAVING CON FORZAMIENTO: Para la explotación de bloques mixtos se consideró también el uso de forzamiento, empleándose inicialmente barrena-dura radial con tiros de 2½” y factores de carga del orden de 0.7 kg/m3, según el esquema que se muestra en Figura 3.14. Al obtener resultados que podían considerarse positivos, en 1977 se comenzó a eva-luar la posibilidad de utili-zar tiros de gran diámetro, con los esquemas que se muestran en Figura 3.15. Este método de explota-ción se utilizó en el sector Teniente 4 Estándar, en bloques de 75 m x 75 m y 180 m de altura, ubicando el Nivel de Forzamiento 54 m por encima del piso del Nivel de Producción. Se mantuvieron los 15 m de distancia entre las galerías del Nivel de Producción; pero para reducir un posi-ble efecto de debilitamien-to del crown-pillar, la malla de extracción se aumentó a 10.6 m x 10.6 m (la ma-lla de este sector producti-vo era de 7.5 m x 7.5 m).

5 Sigla de uso común proveniente del inglés: Load-Haul-Dump, que es un término genérico y usualmente se refiere a las grandes

palas autocargadoras diesel usadas en a gran minería. 6 El diseño original contemplaba el uso de martillos picadores semi-estacionarios en el Nivel de Producción, pero el sistema de

traspaso de mineral presentó problemas en la práctica y fue necesario recurrir al uso de equipos LHD.

NIVEL DEPRODUCCION

NIVEL DEHUNDIMIENTO

P L A N T A

E L E V A C I O N

φ= 21/2”

15

15

1515

8

7.5

7.5

NIVEL DEPRODUCCION

NIVEL DEHUNDIMIENTO

P L A N T A

E L E V A C I O N

φ= 21/2”

15

15

1515

8

7.5

7.5

Figura 3.14: Primeras experiencias de block caving con

forzamiento en El Teniente (tomada de Chacón & Krstulovic (1978)).



- 23 -

Figura 3.15: Esquemas considerados para una explotación por block caving con forzamiento me-diante tiros largos, en el sector Teniente 4 Estándar (tomada de Chacón & Krstulovic (1978)).

3. MINERÍA EN ROCA PRIMARIA

3.1. Periodo 1982 a 2000

3.1.1. PANEL CAVING CON LHD: La minería en mineral primario, de fragmentación mucho más gruesa, obligó a modificar el sistema de explotación y, desde mayo de 1982, se comenzó a utilizar el método de panel caving con equipos LHD; ex-plotando paneles de 100 a 280 m de altura media y donde la incorporación de área socavada se hace en fajas, a lo largo del frente de socavación. Quizás el aspecto más relevante de este cambio, desde el punto de vista operacional, fue la introducción de equipos LHD de 6.0 y 7.3 yd3 de capacidad, los cuales cargan el mineral en los puntos de extracción, lo transportan y descargan en los puntos de vaciado, que a su vez lo descargan a piques colectores que lo llevan a un Ni-vel de Martillos Picadores donde se reduce su tamaño antes de enviarlo, median-te piques de traspaso, al Nivel de Transporte. Este método de explotación se ilustra en Figura 3.16 de página siguiente.

Como la fragmentación es gruesa las mallas de extracción del panel caving son mayores que las del block caving, y en El Teniente se han utilizado distintas ma-llas de extracción7: ο 13.00 m x 15.00 m (195.0 m2) Sector Teniente 4 Fortuna ο 15.00 m x 15.00 m (225.0 m2) Sector B Teniente 4 Sur

7 En este listado se indica la media distancia entre calles del Nivel de Producción, la distancia entre la primera magnitud corres-

ponde a la distancia entre puntos de extracción a lo largo de la calle, el área de influencia de cada punto de extracción, y los sectores productivos donde se ha utilizado la malla,

P L A N T A

E L E V A C I O NC O R T E A - A

SUBNIVEL DEPERFORACION

NIVEL DEHUNDIMIENTO

NIVEL DEPRODUCCION

φ= 21/2”

φ= 61/2”

A

15

15

46

6 2.2

A

8

54

10.6

P L A N T A



NIVEL DEHUNDIMIENTO

NIVEL DEPRODUCCION

φ= 21/2”

φ= 61/2”

A

15

15

46

6 2.2

A

8

54

10.6

P L A N T A


NIVEL DEPRODUCCION

φ= 21/2”

φ= 61/2”

A

15

4

10 4

A

8

54

10.6

15

NIVEL DEHUNDIMIENTO

5 5


P L A N T A


NIVEL DEPRODUCCION

φ= 21/2”

φ= 61/2”

A

15

4

10 4

A

8

54

10.6

15

NIVEL DEHUNDIMIENTO

5 5




- 24 -

NIV. HUNDIMIENTO

NIV. TRANSPORTE

NIV. MARTILLOSPICADORES

NIV. PRODUCCION

PANEL TIPICO

PUNTO DE EXTRACCION

PUNTO DE VACIADO

BATEA

CALLE DE PRODUCCION

EQUIPO LHD ENPTO. DE EXTRACCION

BATEA

PIQUESCOLECTORES

PIQUES DETRASPASO

ZANJA

ZANJA

ZANJA

NIV. HUNDIMIENTO

NIV. TRANSPORTE


NIV. PRODUCCION

PANEL TIPICO

PUNTO DE EXTRACCION

PUNTO DE VACIADO

BATEA

CALLE DE PRODUCCION

EQUIPO LHD ENPTO. DE EXTRACCION

BATEA

PIQUESCOLECTORES

PIQUES DETRASPASO

ZANJA

ZANJA

ZANJA

Figura 3.16: Esquema que muestra el panel caving con sistema LHD del Sector Teniente 4 Sur LHD, el cual puede considerarse típico de Mina El Teniente (tomada de Cavieres (1999)).



- 25 -

ο 15.00 m x 17.32 m (259.8 m2) Sectores C & D Teniente 4 Sur Sector Teniente 4 Regimiento Sector Teniente Sub 6 N Fw

ο 15.00 m x 20.00 m (300.0 m2) Sector D Fw Teniente 4 Sur

En este método se deja un crown-pillar nominal8 de 16 a 18 m y, con el propósito de facilitar la operación de carguío de los equipos LHD, las zanjas donde se ubi-can los puntos de extracción forman un ángulo de 60° con las calles del Nivel de Producción. En lo que se refiere a la altura de socavación, este método ha utili-zado alturas desde 4 a 13 m.

3.1.2. PANEL CAVING CON MARTILLOS PICADORES: Corresponde a una variante del método convencional de panel caving que, en vez de equipos LHD, utiliza martillos picadores ubicados en el Nivel de Producción para reducir el tamaño y facilitar el flujo del mineral desde el punto de extracción hacia piques colectores, los cuales lo descargan al Nivel de Transporte.

Este método de explotación se ilustra en Figura 3.17 de página siguiente, para el caso del Sector Teniente 3 Isla Martillos, que ha utilizado varias mallas de ex-tracción: 10.00 m x 15.00 m (150.0 m2)

13.00 m x 17.32 m (225.2 m2) 15.00 m x 17.32 m (259.8 m2)

3.1.3. PANEL CAVING CON FORZAMIENTO: En aquellos casos donde la geología-geotécnica del sector a explotar es tal que se puede tener una baja hundibilidad y/o una fragmentación muy gruesa, se han utilizado niveles de forzamiento para mejorar el caving del macizo mineralizado, manteniendo el uso de equipos LHD en el Nivel de Producción.

Esta variante del método de panel caving se ilustra en Figura 3.18 de página 27, para el caso del Sector Brechas del Teniente 3 Isla, que utiliza una malla de ex-tracción de 14.00 m x 15.00 m (210.0 m2), y emplea camiones en el Nivel de Traspaso.

3.2. Periodo 1992 a 2000 Desde los años 70 se evaluaba la conveniencia de aprovechar las “zonas de sombra”, asociadas a sectores ya explotados, para lograr desarrollar nuevos sectores producti-vos en condición más segura (e.g. Petukhov et al. (1976)). A comienzos de los años 80 se evalúa la posibilidad de utilizar este concepto en El Teniente (e.g. Kvapil et al. (1982)). En 1984, debido a los colapsos que afectaron el Sector A1 del Ten 4 Sur LHD, fue preciso realizar desarrollos “bajo área hundida”, lo que se repitió en 1991 con bue-nos resultados.

8 El crown-pillar nominal se refiere a la distancia vertical desde el piso del Nivel de Producción al piso del Nivel de Socavación,

mientras que el crown-pillar efectivo se refiere a la distancia vertical desde el techo del Nivel de Producción al piso del Nivel de Socavación.



- 26 -

NIV. HUNDIMIENTO

NIV. TRANSPORTE


NIV. PRODUCCION

PANEL TIPICO

PUNTO DE EXTRACCION

PIQUE COLECTOR

BATEA

CALLE DE PRODUCCION

BATEA

PIQUES DETRASPASO

ZANJA

ZANJA

ZANJA

PIQUESCOLECTORES

PUNTO DEEXTRACCION

PIQUECOLECTOR

MARTILLO

NIV. HUNDIMIENTO

NIV. TRANSPORTE


NIV. PRODUCCION

PANEL TIPICO

PUNTO DE EXTRACCION

PIQUE COLECTOR

BATEA

CALLE DE PRODUCCION

BATEA

PIQUES DETRASPASO

ZANJA

ZANJA

ZANJA

PIQUESCOLECTORES

PUNTO DEEXTRACCION

PIQUECOLECTOR

MARTILLO

Figura 3.17: Esquema que muestra el panel caving con sistema de martillos picadores del Sector Teniente 3 Isla Martillos (tomada de Cavieres (1999)).



- 27 -

Considerando que en el panel caving convencional la zona de abutment stress asocia-da al frente de socavación afecta las labores del Nivel de Producción, aumentando la plausibilidad de que éstas sufran daños y problemas de estabilidad, se buscó alejar es-ta zona de dichas labores “adelantando” la posición del frente de socavación respecto a las mismas. Así, la evolución que se resume en Tabla 3.2 de página siguiente dio ori-gen a los conceptos de socavación avanzada y socavación previa, que se ilustran en Figura 3.19 de página subsiguiente 9.

9 En la opinión del autor principal de este informe, los problemas de sismicidad inducida y daños por estallidos de roca que sufrió

el sector Teniente Sub 6 N Fw, lo que llevó a detener la operación de este sector productivo en 1992, “impulsó” el estudio de va-riantes del método de panel caving y/u otros métodos de explotación en roca primaria que permitieran mejorar la condición de seguridad, especialmente en el caso del Nivel de Producción, donde se tiene mayor tránsito de personal y equipos.

MINERAL QUEBRADOCON FORZAMIENTO

NIVEL DE TRANSPORTE

NIVEL DE PRODUCCION

NIVEL DE SOCAVACION

NIV. FORZAMIENTO SUPERIOR

LBH - 2

NIV. FORZAMIENTO INFERIOR

LBH - 1

TIROS LARGOS

TIROS LARGOS

TIROS DE SOCAVACION

BATEAS

PIQUES DE TRASPASO

EQUIPO LHD

CAMION

MINERAL QUEBRADOCON FORZAMIENTO

NIVEL DE TRANSPORTE

NIVEL DE PRODUCCION

NIVEL DE SOCAVACION

NIV. FORZAMIENTO SUPERIOR

LBH - 2

NIV. FORZAMIENTO INFERIOR

LBH - 1

TIROS LARGOS

TIROS LARGOS

TIROS DE SOCAVACION

BATEAS

PIQUES DE TRASPASO

EQUIPO LHD

CAMION

Figura 3.18: Esquema que muestra el panel con equipos LHD y forzamiento con tiros largos (2 niveles) del Sector Brechas del Teniente 3 Isla (tomada de Cavieres (1999)).



- 28 -

Tabla 3.2 EVOLUCIÓN DEL CONCEPTO DE SOCAVACIÓN PREVIA Y AVANZADA EN EL TENIENTE

(modificada de Karzulovic et al. (1998)

Año Sector Productivo Estudios / Experiencias / Resultados Referencia

1976 Se consideran las ventajas que ofrece una “sombra de es-fuerzos” en minería subterránea. Petukhov et al. (1976)

Se aplica el concepto de hundimiento de bloques a un único nivel, en la Mina Radenthein, Austria. Weiss (1981)

1982 Se inician estudios respecto a la aplicabilidad del concepto de hundimiento previo en Mina El Teniente. Kvapil et al. (1982)

1984 Sector A1 Ten 4 Sur LHD Debido al colapso del Nivel de Producción, se desarrolla y prepara un nuevo sector por debajo de su elevación original, lo que corresponde a “desarrollos bajo área hundida”.

1991 Paneles P1 y P2 SNV Teniente 4 Sur LHD

Se recupera área colapsada del Sector C en el Teniente 4 Sur LHD, mediante el desarrollo y construcción de un nuevo Nivel de Producción ubicado a la cota del SNV, 15 m debajo del Nivel de Producción original. Como había algunas labo-res esto puede considerarse como un caso de “socavación avanzada”. Se logró recuperar el 100% de las reservas com-prometidas, sin problemas geotécnicos que pudieran califi-carse de graves.

Cuadra et al. (1992)

Ten 4 Sur LHD Sector D En un sector con una secuencia de preparación igual a la de un panel caving convencional, se hunde el UCL con anterio-ridad a la excavación de las zanjas colectoras.

Araya et al. (1992)

1992

Se desarrolla la ingeniería conceptual y básica para el uso de socavación previa en el Teniente 3 Isla, Sector Martillos, Blo-ques I-11, I-12, I-15 e I-16.

Oportus et al. (1992)

Teniente 3 Isla HP

En el sector de los bloques I-11, I-12, I-15 e I-16 (emplazados en diorita primaria con alturas de hasta 200 m, y con caras libres hacia los sectores Estándar y Martillos), se desarrolla y socava el UCL antes del laboreo y preparación del Nivel de Producción.

1993

Se desarrolla la ingeniería conceptual del Sector Esmeralda.

División El Teniente (1993)

1994 Se desarrolla la ingeniería básica del Sector Esmeralda, la cual contempla el uso de panel caving con socavación avan-zada (EM-17/94).

División El Teniente (1994)

1996 Se inicia el desarrollo de los Niveles de Socavación y de Pro-ducción (sólo algunas labores) en el Sector Esmeralda.

1997 Se inicia la socavación en el Sector Esmeralda.

1998

Esmeralda

Se inicia la apertura de bateas en el Sector Esmeralda.



- 29 -

Nivel de Socavación

Nivel de Producción

Nivel de Socavación


(a) Esquema de una explotación por panel caving convencional, donde los frentes de socavación o hundimiento y de extracción prácticamente coinciden (usualmente se deja la última línea de zanjas sin extraer, para minimizar el problema de dilución).

Las labores del Nivel de Producción están desarrolladas por delante del frente de hundimiento, por lo que son afectadas por la zona de abutment stress que se forma adelante del frente de hundimiento (esquematizada con flechas verticales).

Las trayectorias de los esfuerzos principales mayores (indica-das con curvas de trazos) afectan la zona del Nivel de Produc-ción que se ubica adelante del frente de hundimiento, produ-ciendo una primera degradación del crown-pillar y los pilares del Nivel de Producción.

Posteriormente, la apertura de las bateas de extracción au-mentará el daño al macizo rocoso, el cual será finalmente afec-tado por un nuevo avance del frente de hundimiento.

Socavación


Socavación


(b) Esquema de una explotación por panel caving con socavación avanzada, donde el frente de socavación va adelantado res-pecto al frente de extracción y algunas labores del Nivel de Producción están desarrolladas por delante del frente de hun-dimiento, pero las bateas no se abren hasta que se ubican bajo área socavada y a cierta distancia detrás del frente de socava-ción.

La zona de abutment stress se forma adelante del frente de socavación (esquematizada con flechas verticales) tiene un menor efecto sobre las labores del Nivel de Producción.

Las trayectorias de los esfuerzos principales mayores (indica-das con curvas de trazos) afectan la zona del Nivel de Produc-ción que se ubica adelante del frente de socavación; sin em-bargo, como la apertura de las bateas se produce después del paso del frente de socavación, el daño final inducido en los pi-lares del Nivel de Producción es menor que en el caso del pa-nel caving convencional.

Socavación


Socavación


(c) Esquema de una explotación por panel caving con socavación previa, donde el frente de socavación va adelantado respecto al frente de extracción y las labores del Nivel de Producción no se terminan de desarrollar ni se abren las bateas hasta que se ubican bajo área socavada y a cierta distancia detrás del frente de socavación.

La zona de abutment stress se forma adelante del frente de socavación (esquematizada con flechas verticales) tiene un mucho menor efecto sobre las labores del Nivel de Producción (el área abierta es mucho menor).

Las trayectorias de los esfuerzos principales mayores (indica-das con curvas de trazos) no afectan el Nivel de Producción. Además, como la apertura de las bateas se produce después del paso del frente de socavación, el daño final inducido en los pilares del Nivel de Producción es mucho menor que en el ca-so del panel caving convencional.

Figura 3.19: Esquema que ilustra en forma comparativa los métodos de panel caving tradicional (a), con socavación adelantada (b), y con socavación previa (c) (tomada de Karzulovic et al. (1998)).



- 30 -

3.2.1. PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN PREVIA: Esta variante del método de panel caving busca alejar la zona de abutment stress del frente de extracción, y desarrollar todas las labores del Nivel de Producción bajo área socavada, de modo de lograr la máxima seguridad operacional.

Este método también ha sido denominado panel caving con pre-undercut y, erró-neamente, panel caving con hundimiento previo10.

La secuencia operacional de este método es la siguiente: (1) se desarrollan los cruzados de acceso y las calles del Nivel de Socavación, usualmente a 15 m de distancia entre ellas; (2) se socava un área inicial de extensión suficiente como para incluir posteriormente un área en extracción de tamaño tal que permita el inicio del caving, extrayendo solo el esponjamiento; (3) se desarrollan las calles y zanjas del Nivel de Producción, bajo área socavada; (4) se realiza la apertura de bateas de extracción, bajo área socavada; (5) se inicia la extracción; (6) continua el proceso mediante el avance de los frentes de socavación, de desarrollo y construcción, y de extracción.

Los resultados de modelos numéricos y la experiencia lograda a la fecha indican que las distancias entre estos frentes deben mantenerse entre ciertos rangos, para minimizar el riesgo de ocurrencia de problemas de estabilidad. Actualmente se considera aceptable una distancia de 55 a 60 m entre los frentes de extrac-ción y de desarrollo y construcción, y de 20 a 25 m entre éste último y el frente de socavación (Rojas & Cavieres (2000)).

Una particulari-dad de éste mé-todo es el uso de una baja altura de socavación, del orden de 4.0 m, para minimi-zar el riesgo de dejar pilares re-manentes en el Nivel de Socava-ción; sin embar-go, esto conlleva el riesgo de que se formen “pun-tos de apoyo” si ocurren sobreta-maños, como se muestra en Fi-gura 3.20.

Este método de explotación fue utilizado en el Teniente 3 Isla Sector HP, bloques I-11, I-12, I-15 e I-16, donde aparece diorita primaria con alturas de hasta 200 m.

10 El socavar no se traduce inmediatamente en el hundimiento de la columna de mineral.

��

Punto de apoyoA1 A2

Avance de la socavación

Transmisión de carga(concentración de esfuerzos)

Zona de daños y fracturas(produce dilatancia, lo que “carga” la caja)

Cruzado Cabecera Norte

Materialquebrado

��

Punto de apoyoA1 A2

Avance de la socavación

Transmisión de carga(concentración de esfuerzos)

Zona de daños y fracturas(produce dilatancia, lo que “carga” la caja)

Cruzado Cabecera Norte

Materialquebrado

Figura 3.20: Esquema que ilustra la formación de un “punto de apo-

yo” por efecto de fragmentación gruesa en el Nivel de Socavación (tomada de Karzulovic (1996)).



- 31 -

3.2.2. PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN AVANZADA: Esta variante del método de panel caving también busca alejar la zona de abutment stress del frente de ex-tracción y es similar a la variante anterior; pero en este caso se desarrollan algu-nas labores del Nivel de Producción antes de la socavación (usualmente las ca-lles), por lo que solo parte de las labores de este nivel se desarrollan bajo área socavada (usualmente las zanjas y la apertura de bateas).

Este método también ha sido denominado panel caving con advanced undercut y, erróneamente, panel caving con hundimiento avanzado.

La secuencia operacional de este método es la siguiente: (1) se desarrollan los cruzados de acceso y las calles del Nivel de Socavación (usualmente a 15 m de distancia entre ellas) y del Nivel de Producción (usualmente a 30 m entre ellas); (2) se socava un área inicial de extensión suficiente como para incluir posterior-mente un área en extracción de tamaño tal que permita el inicio del caving, ex-trayendo solo el esponjamiento; (3) se desarrollan las zanjas del Nivel de Pro-ducción, bajo área socavada; (4) se realiza la apertura de bateas de extracción, bajo área socavada; (5) se inicia la extracción; (6) continua el proceso mediante el avance de los frentes de socavación, de desarrollo y construcción, y de extrac-ción.

Al igual que en la variante con socavación previa, los resultados de modelos nu-méricos y la experiencia lograda a la fecha indican que las distancias entre estos frentes deben mantenerse entre ciertos rangos, para minimizar el riesgo de ocu-rrencia de problemas de estabilidad.

Actualmente se considera aceptable para el panel caving con socavación avan-zada una distancia de unos 30 m entre los frentes de extracción y de desarrollo y construcción de zanjas, y de unos 30 m entre éste último y el frente de socava-ción.

Por otra parte, se considera adecuado el mantener un franja de unos 50 m, por delante del frente de socavación, con las calles del Nivel de Producción con forti-ficación definitiva.

Estas distancias se comparan en Figura 3.21 de página siguiente, para las dis-tintas variantes de panel caving: convencional, con socavación previa y con so-cavación avanzada.

También en esta variante se emplea una baja altura de socavación, del orden de 4.0 m, para minimizar el riesgo de dejar pilares remanentes en el Nivel de Soca-vación; sin embargo, esto conlleva el riesgo de que se formen “puntos de apoyo” si ocurren sobretamaños.

Este método de explotación se utilizó en la parte inicial del Sector Esmeralda, como se ilustra en Figura 3.22 de página 33. En este sector inicial la altura de roca primaria es del orden de 110 m (se ubica bajo el piso del Nivel Teniente Sub 4).



- 32 -

PANEL CAVING CONVENCIONAL

PANEL CAVING CON SOCAVACION PREVIA

PANEL CAVING CON SOCAVACION AVANZADA

AREA ENEXTRACCION

NIVEL DEPRODUCCION

NIVEL DEPRODUCCION

NIVEL DESOCAVACION

NIVEL DEPRODUCCION

NIVEL DESOCAVACION

NIVEL DESOCAVACION

FORTIFICACION DEFINITIVA

DESARROLLO


DESARROLLO

AREA SOCAVADA

50 m

DESARROLLO

70 m

30 m

AREA ENEXTRACCION

AREA ENEXTRACCION

20 a 25 m

30 m

30 m75 a 85 m

55 a 60 m

SOCAVACIONPREVIA

AREA SOCAVADA

AREAPREPARADA

PANEL CAVING CONVENCIONAL

PANEL CAVING CON SOCAVACION PREVIA

PANEL CAVING CON SOCAVACION AVANZADA

AREA ENEXTRACCION

NIVEL DEPRODUCCION

NIVEL DEPRODUCCION

NIVEL DESOCAVACION

NIVEL DEPRODUCCION

NIVEL DESOCAVACION

NIVEL DESOCAVACION


DESARROLLO


DESARROLLO

AREA SOCAVADA

50 m

DESARROLLO

70 m

30 m

AREA ENEXTRACCION

AREA ENEXTRACCION

20 a 25 m

30 m

30 m75 a 85 m

55 a 60 m

SOCAVACIONPREVIA

AREA SOCAVADA

AREAPREPARADA

Figura 3.21: Comparación de las distancias operacionales típicas entre los frentes de socavación, de extracción y de desarrollo y construcción que se utilizan en las distintas variantes de panel caving en Mina El Teniente (modificada de Cavieres (1999)).



- 33 -

Figura 3.22: Esquema que ilustra la variante de panel caving con socavación avanzada que se utilizó en

el Sector Esmeralda de Mina El Teniente (tomada de Cavieres (1999)).



- 34 -

3.2.3. CAVING EN MACROZANJA: Este método puede considerarse como una com-binación de un sublevel caving, aplicado en una primera fase, y un panel caving inclinado, aplicado en una segunda fase.

En la primera fase, se utiliza un sublevel caving para realizar la socavación inicial del panel y generar la geometría tridimensional de este método de explotación, definiendo la ubicación de los puntos de extracción. Desde el punto de vista del plan minero, esta primera fase de sublevel caving puede considerarse de pre-producción.

En la segunda fase se inicia la extracción como si se tratara de un panel caving, pero en este método los puntos de extracción se ubican a distintas elevaciones y definen un “plano de extracción” inclinado; a diferencia del panel caving, donde todos los puntos de extracción están a la misma elevación y el “plano de extrac-ción” es horizontal.

El diseño minero actual de este método de explotación considera una malla de extracción de 15 m x 20 m (300 m2), con 4 niveles de extracción y un crown-pillar nominal de 30 m en los niveles inferiores, y de 15 m en el nivel superior.

Por otra parte y como entre dos módulos adyacentes de macrozanja queda un macropilar, con forma de “V” invertida, es posible desarrollar en su interior gale-rías de mayor tamaño sin afectar la estabilidad de los Niveles de Producción, lo que permite el uso de equipos mecanizados de gran capacidad y el manejo de una fragmentación más gruesa que en el caso del panel caving (sin perjuicio del hecho que en la fase de sublevel caving se tiene un mayor control sobre la frag-mentación).

En Figura 3.23 de página siguiente se ilustra este método de explotación; donde el propósito de la fase de sublevel caving es socavar la base del panel, lo que se realiza en dos direcciones opuestas, desde una galería central hacia la posición de los futuros puntos de extracción.

Al final de esta primera fase se genera un volumen de mineral quebrado en for-ma de “V”. Posteriormente, en la fase de panel caving se inicia la extracción, lo que induce el caving de la columna de roca.

En Figura 3.24 de página 36 se muestra la secuencia operacional de explotación de módulos contiguos de macrozanja, y se indica la posición de los macropilares que quedan entre módulos adyacentes. Finalmente, en Figura 3.25 de página 36 se ilustran los pilares de protección, con forma de rombos, de los puntos de extracción, observándose que los del nivel superior son de menor tamaño. En la parte inferior de cada rombo se ubican los puntos de extracción, a los cuales lle-gan equipos LHD de gran capacidad (hasta 13 yd3). El traspaso de mineral des-de los Niveles de Producción hacia los niveles inferiores se realiza a través de piques ubicados en los límites de cada módulo de macrozanja.

Actualmente este método de explotación ha sido desarrollado hasta su etapa de Ingeniería Básica, y se realizó la Ingeniería de Detalle para efectuar una prueba piloto en el Sector Diablo-Regimiento, en la parte Sur del Yacimiento El Teniente, en una zona que se ubica bajo el Sector Teniente 4 Fortuna y donde la columna de roca primaria tiene una altura media de 140 m.



- 35 -

MACROZANJA:

SUBLEVEL CAVING+PANEL CAVING

DISTRIBUCION EN PLANTADE PUNTOS EXTRACCION

AREA HUNDIDA

AREAHUNDIDA

AREA HUNDIDA

COMBINACION DE METODOS

NIVEL n


NIVEL 5

NIVEL 4

NIVEL 3

NIVEL 2

NIVEL 1

NIVEL DE PRODUCCIONSUBLEVEL CAVING

PANEL CAVING

SUBLEVEL CAVING

PANEL CAVING

PUNTO DE EXTRACCION

SENTIDO DE AVANCE DELA EXPLOTACION

MACROZANJA:

SUBLEVEL CAVING+PANEL CAVING

DISTRIBUCION EN PLANTADE PUNTOS EXTRACCION

AREA HUNDIDA

AREAHUNDIDA

AREA HUNDIDA

COMBINACION DE METODOS

NIVEL n


NIVEL 5

NIVEL 4

NIVEL 3

NIVEL 2

NIVEL 1

NIVEL DE PRODUCCIONSUBLEVEL CAVING

PANEL CAVING

SUBLEVEL CAVING

PANEL CAVING

PUNTO DE EXTRACCION

SENTIDO DE AVANCE DELA EXPLOTACION

Figura 3.23: Esquema que ilustra el método de explotación mediante macrozanja, actualmente en estudio en Mina El Teniente (tomada de Cavieres (1999)).



- 36 -

Modulo N° 1Modulo N° 2Modulo N° 3

AREA HUNDIDA

MACRO - PILARMACRO - PILAR

SENTIDO DE AVANCE DE LA EXPLOTACION

Modulo N° 1Modulo N° 2Modulo N° 3

AREA HUNDIDA

MACRO - PILARMACRO - PILAR

SENTIDO DE AVANCE DE LA EXPLOTACION

Figura 3.24: Esquema que ilustra la secuencia operacional del método de explotación mediante macrozanja, ac-tualmente en estudio en Mina El Teniente (tomada de Cavieres (1999)).

Figura 3.25: Esquema que ilustra la disposición espacial de los pilares de protección sobre los puntos de extracción en el método de explotación mediante macrozanja, actualmente en estudio en Mina El Teniente (toma-da de Cavieres (1999)).



- 37 -

Todo lo antes expuesto respecto a la evolución de los métodos de explotación en Mina El Teniente se resume en Tabla 3.3 de páginas siguientes, y permite señalar lo siguiente:

(a) Los mayores cambios en los métodos de explotación han estado asociados a: Mejorar la estabilidad del Nivel de Producción (minería dejando un pilar de protección o

crown-pillar). El paso desde una minería en roca secundaria a una en roca primaria (cambio de block

caving a panel caving). La aparición del problema de sismicidad inducida y estallidos de roca (aparecen varian-

tes del método de panel caving orientadas a mejorar la condición de seguridad en el Nivel de Producción).

(b) El método de block caving y sus variantes resulta adecuado en roca secundaria, pero no en roca primaria. Por otra parte, el método de panel caving y sus variantes resulta adecuado en roca primaria; pero en condiciones de alta sismicidad inducida el método convencional de pa-nel caving puede ser inadecuado, siendo necesario recurrir a sus variantes con socavación previa o con socavación avanzada.

(c) En lo que dice relación con el diseño minero, puede decirse que: La malla de 15.0 m x 20.0 m utilizada en algunos sectores de Mina El Teniente es la

malla de extracción de mayor tamaño y con mayor área de influencia por punto de ex-tracción (300 m2), siendo seguida por las mallas del Proyecto Henderson 2000 (297 m2), en USA, y de Palabora (289 m2), en Sudáfrica. Por otra parte, el Proyecto Diablo-Regimiento de División El Teniente, que se iniciaría el año 2004, contempla una malla aún mayor, con un área de influencia de 340 m2 por punto de extracción.

Los equipos LHD que ocupa El Teniente (6.0 y 7.3 yd3) no son los de mayor capacidad; ya que otras minas actualmente utilizan equipos de 8.0 yd3, y Henderson proyecta utili-zar equipos de 9.0 yd3. Sin embargo, debe señalarse que para el Proyecto Diablo-Regimiento y para la prueba del método de macrozanja, se contempla utilizar equipos de 11.0 yd3 y 13.0 yd3 de capacidad, respectivamente.

Sin perjuicio del hecho que las alturas medias de columna no exceden los 300 m, en la parte oriental del Yacimiento El Teniente se alcanzan localmente alturas de roca prima-ria de unos 500 m (e.g. Ten 4 Sur Fw, Ten Sub 6 Fw, Sector Esmeralda Fw), lo que puede considerarse un límite superior para la minería actual en roca primaria11.

(d) En lo que se refiere a la vigencia de estos métodos de explotación, puede decirse que: El método de block caving y sus variantes no tendría mayor futuro en El Teniente, ex-

cepto para la explotación local de sectores en roca secundaria. Si bien la sismicidad inducida no depende de la variante de panel caving, el “manejo”

de ésta (e.g. en lo referente a la seguridad operacional del Nivel de Producción), si de-pende de la variante; por lo que las variantes del panel caving con socavación previa y con socavación avanzada parecen ser los métodos de explotación más adecuados ac-tualmente.

El método de la macrozanja debe considerarse aún en etapa de estudio y su viabilidad práctica sólo podrá definirse una vez realizada la minería experimental que se proyecta hacer con este método.

11 Palabora, en Sudáfrica, tiene una altura de 500 m; Northparkes, en Australia, tiene una altura de 450 m; y el III Panel de la Mina

Río Blanco, en Chile, tiene alturas de hasta 345 m. Sin embargo, en estos casos todavía no se logra la conexión a superficie ni la condición de caving en régimen.



- 38 -

Tabla 3.3 EVOLUCIÓN DE LOS MÉTODOS DE EXPLOTACIÓN EN MINA EL TENIENTE

(MODIFICADA DE CAVIERES (1999))

AÑO MINERAL METODO VARIANTE MALLA DE

EXTRACCIÓN (m x m)

CROWN PILLAR

NOMINAL (m)

ALTURA DE

COLUMNA (m)

COMENTARIOS GRADO DE MECANIZACIÓN

PRODUCTIVIDAD (ton/hombre-turno)

COSTO DE PREPARACIÓN

COSTO DE OPERACIÓN

1906 SHRINKAGE STOPING & PILLAR CAVING

6.00 x 6.00 (36.0 m2)

SIN CROWN-PILLAR 30 a 60 (?)

PRIMER MÉTODO DE EXPLOTACIÓN UTI-LIZADO A ESCALA INDUSTRIAL. FOR-TIFICACIÓN DE MADERA.

MUY BAJO. ASOCIADO A LAS FAENAS DE PERFO-RACIÓN.

140 (?) SIN INFORMACIÓN

SIN INFORMACIÓN

1940 SIN PILAR DE PROTECCIÓN

6.00 x 6.00 (36.0 m2)

SIN CROWN-PILLAR 60 a 100

AL SOCAVAR SOLO LA BASE DEL BLO-QUE SE LOGRA INDUCIR EL INICIO DEL CAVING. FORTIFICACIÓN DE MADERA.

MUY BAJO. ASOCIADO A LAS FAENAS DE PERFO-RACIÓN.

MAYOR QUE EL CASO ANTERIOR.

MENOR QUE EL CA-SO ANTERIOR.

SIMILAR AL CASO ANTERIOR.

1942

TRADICIONAL 6.00 x 6.00 (36.0 m2) 6 a 9 60 a 100

AL DEJAR UN PILAR DE PROTECCIÓN SE MEJORA LA ESTABILIDAD DEL NIVEL DE PRODUCCIÓN. FORTIFICACIÓN DE MA-DERA.

BAJO, ASOCIADO BÁSI-CAMENTE A LAS FAENAS DE PERFORACIÓN (SE USAN PERFORADORAS MAS POTENTES QUE EN EL CASO ANTERIOR).

SIMILAR AL CASO AN-TERIOR.

SIMILAR AL CASO ANTERIOR.

MENOR QUE EL CASO SIN PILAR

DE PROTECCIÓN.

1947 CON

BUITRAS

7.50 x 7.50 (56.3 m2)

10.00 x 10.00 (100.0 m2)

8 a 10 100 a 180

SE AUMENTA LA MALLA DE EXTRAC-CIÓN, REDUCIÉNDOSE LOS COSTOS DE PREPARACIÓN. ADECUADO A FRAG-MENTACIÓN FINA. FORTIFICACIÓN DE MADERA QUE EVOLUCIONA A USO DE PERNO, MALLA Y SHOTCRETE.

BAJO, ASOCIADO BÁSI-CAMENTE A LAS FAENAS DE PERFORACIÓN (EN LAS BUITRAS TRABAJA PERSONAL PARA EL TRASPASO DE MINERAL).

120 a 150 MENOR QUE EL CA-SO ANTERIOR.

SIMILAR AL CASO TRADICIONAL.

SECUNDARIO MACIZO

FRACTURADO Y POCO

COMPETENTE

FRAGMENTACIÓN FINA A MEDIA

DUREZA BAJA

MAYOR LEY

CON SCRAPERS

9.375 x 9.375 (87.9 m2) 8 55

SE AUMENTA LA MALLA DE EXTRAC-CIÓN, EL MINERAL SE ACARREA ME-DIANTE UNA CUCHARA SCRAPER. ADE-CUADO A FRAGMENTACIÓN MEDIA. FORTIFICACIÓN CON PERNO, MALLA Y SHOTCRETE.

MEDIO A ALTO, ASOCIA-DO A LAS FAENAS DE PERFORACIÓN Y AL USO DE SCRAPERS.

70

MENOR QUE CON BUITRAS (ELIMINA LAS BUITRAS CON PIQUES COLECTO-RES).

MAYOR QUE CON BUITRAS (MANE-JO DE MINERAL Y MAYOR REPARA-CIÓN EN EL N. PRODUCCIÓN).

1975 CON BUITRAS &

FORZAMIENTO

10.60 x 10.60 (112.4 m2) 8 180

SE AUMENTA LA MALLA DE EXTRACCIÓN PARA UNA FRAGMENTACIÓN MEDIA A GRUESA. SE UTILIZAN TIROS LARGOS PARA EL FORZAMIENTO. FORTIFICACIÓN CON PERNO, MALLA Y SHOTCRETE.

BAJO A MEDIO, ASOCIA-DO BÁSICAMENTE A LAS FAENAS DE PERFO-RACIÓN.

MEJOR QUE EL CASO SIN FORZAMIENTO

MAYOR QUE EL CASO SIN

FORZAMIENTO.

MENOR QUE CON BUITRAS (MENOS PROBLEMAS EN PUNTOS DE EX-TRACCIÓN).

SECUNDARIO &

PRIMARIO

BLOCK CAVING

CON EQUIPOS LHD

(PROYECTO QUE NO SE IMPLEMENTÓ EN

LA PRÁCTICA)

14.00 x 15.00 (210.0 m2) 16 140

SOLUCIÓN DE CONTINGENCIA PARA UNA FRAGMENTACIÓN GRUESA. MANEJO DEL MINERAL CON LHD EN EL NIVEL DE PRO-DUCCIÓN. FORTIFICACIÓN CON PERNO, MALLA Y SHOTCRETE. LOS PUNTOS DE EXTRACCIÓN CON MARCOS METÁLICOS Y CONCRETO ARMADO.

ALTO, FAENAS DE PER-FORACIÓN Y USO DE EQUIPOS LHD.

120 (?) MENOR QUE CON BUITRAS (ES UNA SITUACIÓN DE CON-TINGENCIA).

MENOR QUE CON BUITRAS (ES UNA SITUACIÓN DE CONTINGENCIA).

1982

CON EQUIPOS LHD

(CONVENCIONAL)

13.00 x 15.00 (195.0 m2)

15.00 x 15.00 (225.0 m2)

15.00 x 17.32 (259.8 m2)

15.00 x 20.00 (300.0 m2)

16 a 18 100 a 280

APROPIADO PARA UNA FRAGMENTA-CIÓN GRUESA. MANEJO DEL MINERAL CON LHD EN EL NIVEL DE PRODUCCIÓN Y MARTILLOS PICADORES EN EL NIVEL DE CONTROL. MALLA TIPO TENIENTE (ZANJAS A 60° CON LAS CALLES). FORTI-FICACIÓN CON PERNO, MALLA Y SHOT-CRETE. LOS PUNTOS DE EXTRACCIÓN CON MARCOS METÁLICOS Y CONCRETO ARMADO.

ALTO, FAENAS DE PER-FORACIÓN, USO DE EQUIPOS LHD Y USO DE MARTILLOS PICADORES.

100 a 150 VALOR BASE O TÍ-PICO DE MINA EL

TENIENTE

VALOR BASE O TÍPICO DE MINA

EL TENIENTE

PRIMARIO MACIZO MASIVO

Y COMPETENTE

FRAGMENTACIÓN GRUESA

DUREZA ALTA

MENOR LEY

PANEL CAVING

CO

N P

ILAR

DE

PRO

TEC

CIÓ

N E

NTR

E EL

N.

PRO

DU

CC

IÓN

Y E

L N

. SO

CAV

ACIÓ

N

CON SISTEMA DE MARTILLOS

10.00 x 15.00 (150.0 m2)

13.00 x 17.32 (225.2 m2)

15.00 x 17.32 (259.8 m2)

18 195 a 225

APROPIADO PARA UNA FRAGMENTA-CIÓN GRUESA. MANEJO DEL MINERAL DIRECTAMENTE CON MARTILLO PICA-DOR EN EL NIVEL DE PRODUCCIÓN. FORTIFICACIÓN CON PERNO, MALLA Y SHOTCRETE. LOS PUNTOS DE EXTRAC-CIÓN CON MARCOS METÁLICOS Y CON-CRETO ARMADO.

ALTO, FAENAS DE PER-FORACIÓN Y USO DE MARTILLOS PICADORES.

90

MENOR QUE EL CA-SO BASE (ELIMINA-CIÓN DE CÁMARAS POR MARTILLOS PICADORES)

MENOR QUE EL CASO BASE (SIN EQUIPOS LHD).



- 39 -

Tabla 3.3 (continuación)

EVOLUCIÓN DE LOS MÉTODOS DE EXPLOTACIÓN EN MINA EL TENIENTE (MODIFICADA DE CAVIERES (1999))

AÑO MINERAL METODO VARIANTE MALLA DE

EXTRACCIÓN (m x m)

CROWN PILLAR

NOMINAL (m)

ALTURA DE

COLUMNA (m)

COMENTARIOS GRADO DE MECANIZACIÓN

PRODUCTIVIDAD (ton/hombre-turno)

COSTO DE PREPARACIÓN

COSTO DE OPERACIÓN

1982

CON EQUIPOS LHD (ESTÁNDAR)

13.00 x 15.00 (195.0 m2)

15.00 x 15.00 (225.0 m2)

15.00 x 17.32 (259.8 m2)

15.00 x 20.00 (300.0 m2)

16 a 18 100 a 280

APROPIADO PARA UNA FRAGMENTA-CIÓN GRUESA. MANEJO DEL MINERAL CON LHD EN EL NIVEL DE PRODUCCIÓN Y MARTILLOS PICADORES EN EL NIVEL DE CONTROL. MALLA TIPO TENIENTE (ZANJAS A 60° CON LAS CALLES). FORTI-FICACIÓN CON PERNO, MALLA Y SHOT-CRETE. LOS PUNTOS DE EXTRACCIÓN CON MARCOS METÁLICOS Y CONCRETO ARMADO.


100 a 150 VALOR BASE O TÍ-PICO DE MINA EL

TENIENTE

VALOR BASE O TÍPICO DE MINA

EL TENIENTE

CON SISTEMA DE MARTILLOS

10.00 x 15.00 (150.0 m2)

13.00 x 17.32 (225.2 m2)

15.00 x 17.32 (259.8 m2)

18 195 a 225



90

MENOR QUE EL CA-SO BASE (ELIMINA-CIÓN DE CÁMARAS POR MARTILLOS PICADORES)

MENOR QUE EL CASO BASE (SIN EQUIPOS LHD).

CON

EQUIPOS LHD &

FORZAMIENTO

14.00 x 15.00 (210.0 m2) 18 200



150 MAYOR QUE EL CA-SO BASE (POR NE-CESIDAD DE FOR-ZAMIENTO)

MENOR QUE EL CASO BASE (ME-NOS PROBLEMAS EN PUNTOS DE EXTRACCIÓN).

1993 CON EQUIPOS LHD

& SOCAVACIÓN

PREVIA

13.00 x 17.32 (225.2 m2)

15.00 x 17.32 (259.8 m2)

18 190 a 220

VARIANTE DE PANEL CAVING APROPIA-DA PARA CONDICIONES DE ALTA SISMI-CIDAD INDUCIDA Y RIESGO DE ESTALLI-DOS DE ROCA EN EL NIVEL DE PRO-DUCCIÓN. FORTIFICACIÓN SIMILAR A LA DEL PANEL CAVING.

ALTO. SIMILAR AL PANEL CAVING CONVENCIONAL. 120 a 130

MENOR QUE EL CA-SO BASE (REQUIE-RE SOCAVACIÓN ANTES DE DESA-RROLLOS DEL NIVEL DE PRODUCCIÓN).

MENOR QUE EL CASO BASE (MA-YOR ESTABILI-DAD EN NIVEL DE PRODUCCIÓN).

1997

PANEL CAVING

CO

N P

ILAR

DE

PRO

TEC

CIÓ

N E

NTR

E EL

N.

PRO

DU

CC

IÓN

Y E

L N

. SO

CAV

ACIÓ

N

CON EQUIPOS LHD

& SOCAVACIÓN

AVANZADA

15.00 x 17.32 (259.8 m2)

15.00 x 19.63 (294.5 m2)

18 110 a 240

VARIANTE DE PANEL CAVING APROPIA-DA PARA CONDICIONES DE ALTA SISMI-CIDAD INDUCIDA Y RIESGO DE ESTALLI-DOS DE ROCA EN EL NIVEL DE PRO-DUCCIÓN. FORTIFICACIÓN SIMILAR A LA DEL PANEL CAVING.

ALTO. SIMILAR AL PANEL CAVING CONVENCIONAL. 120 a 130

INTERMEDIO ENTRE EL PANEL CAVING ESTÁNDAR Y EL PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN PRE-VIA).

INTERMEDIO EN-TRE EL PANEL CAVING ESTÁN-DAR Y EL PANEL CAVING CON SO-CAVACIÓN PRE-VIA).

2004

PRIMARIO MACIZO MASIVO

Y COMPETENTE

FRAGMENTACIÓN GRUESA

DUREZA ALTA

MENOR LEY

MACROZANJA 15.00 x 20.00 (300.0 m2) 15 a 30 240 a 250

APROPIADO PARA UNA FRAGMENTA-CIÓN GRUESA. MANEJO DEL MINERAL CON EQUIPOS LHD DE GRAN CAPACI-DAD. FORTIFICACIÓN CON PERNO, MA-LLA Y SHOTCRETE. LOS PUNTOS DE EXTRACCIÓN CON MARCOS METÁLICOS Y CONCRETO ARMADO.


200 (estimado) ALGO MENOR QUE EL PANEL CAVING (CUALQUIERA DE SUS VARIANTES).

MENOR QUE EL PANEL CAVING (GRACIAS A MA-YOR MECANIZA-CIÓN Y USO DE LHD DE GRAN CAPACIDAD).



- 40 -

BENCHMARKING SOBRE LA ALTURA DE COLUMNA DE ROCA

Como una de las actividades de este estudio se desarrolló un benchmarking sobre la altura de la co-lumna de roca utilizada en la minería por métodos de hundimiento, con el propósito de evaluar la tendencia de las industria en este aspecto y, al mismo tiempo, extraer conclusiones que pudieran ser útiles para los fines de este trabajo.

Unas primera revisión bibliográfica permite recolectar las siguientes opiniones generales respecto a la altura de la columna de roca:

Mosier (1945): Hay una tendencia hacia el uso de mayores alturas de bloque en el mé-todo de block caving. Hace algún tiempo una altura de 50 m se consi-deraba como el estándar y se pensaba que podía ser inseguro exceder esta altura; sin embargo, al adquirir más experiencia se llegó a explotar bloques de 90 m de altura, y hoy (1945) algunos ingenieros no vacilarí-an en explotar bloques de 120 a 150 m de altura.

Woodruff (1966): La minería por block caving permite explotar bloques con alturas mineralizadas de 100 a 200 m.

Morrison (1976): Indica que por consideraciones económicas, asociadas principalmente a los costos de desarrollo y preparación típicos del block caving, difí-cilmente se explotan bloques de menos de 60 m de altura, y que la al-tura más usual a mediados de los años 70 es de 120 a 130 m.

Roberts (1981): La minería por block caving ha explotado bloques con alturas mineralizadas de 60 a 180 m.

Panek (1982): La minería por block caving permite explotar bloques con Alturas mineralizadas de 100 a 300 m.

Tobie & Julin (1982): En block caving es preferible explotar bloques de gran altura porque los costos de desarrollo por tonelada son inversamente proporcionales a la altura del bloque.

Por otra parte, si la sobrecarga (estéril) fragmenta mas fino que el mi-neral, entonces la dilución puede aumentar proporcionalmente con la altura del bloque de mineral.

Las minas en pórfidos cupríferos explotan actualmente (1982) bloques de unos 185 m de altura mineralizada, con alturas totales de columna de roca de unos 460 m, pero que podrían alcanzar hasta 1.065 m (San Manuel) y 1.220 m (Henderson).

Merino & Mahtab (1983): En la minería por block caving se han explotado bloques de alturas en el rango de 50 a 400 m.

Hartman (1987): La minería por block caving ha explotado bloques con alturas mineralizadas de 60 a 180 m.

Julin (1992): La altura mínima de columna que debe utilizarse en una minería por block caving queda definida por consideraciones económicas, ya que si la altura es muy pequeña se extrae muy rápido el bloque y puede ser difícil desarrollar con suficiente rapidez como para mantener la produc-ción.



- 41 -

Por otra parte, si la altura del bloque es excesiva entonces aumentará fuertemente la necesidad de reparaciones en los puntos de extracción.

En la medida que aumenta la altura del bloque crece la probabilidad de dilución anticipada.

Si la potencia de la zona diluyente es pequeña respecto a la altura del bloque, entonces el estéril va a fragmentar grueso y se pueden extraer columnas de mayor altura. Por otra parte, si la zona estéril es potente respecto a la altura del bloque, entonces fragmentara más fino que el mineral y sería preferible explotar columnas de baja altura.

En la práctica se han explotado bloques con alturas de 30 a 250 m.

Brady & Brown (1993): Indican que una minería por block caving solo es atractiva para alturas mineralizadas de más de 100 m.

Parker (1994): En la definición de block caving como método de explotación se indica que permite explotar bloques de varios cientos de pies de altura, lo im-plícitamente pone un límite superior a la altura de bloque del orden de 300 m.

Lo anterior permite concluir que en los últimos 50 años la tendencia ha sido ir aumentando la altura de la columna de roca mineralizada a ser explotado por métodos de hundimiento, desde alturas típi-cas en el rango de 50 a 100 m a alturas típicas en el rango de los 150 a 300 m. Por otra parte, es-tas alturas típicas de 150 a 300 m actualmente están siendo superadas, como lo demuestran los casos de las minas Northparkes, en Australia, y Palabora, en Sudáfrica, que contemplan explotar bloques de 450 y 500 m de altura, respectivamente (aunque todavía no logran la conexión a superfi-cie ni alcanzan la condición de caving en régimen).

Todo esto permite suponer que la evolución de la altura de columna podría caracterizarse más o menos en la forma que se resume en Tabla 3.4. Es importante recordar que estas alturas se refie-ren a la columna de roca mineralizada a explotar y no a la altura de la columna total de roca, ya que la altura de ésta última puede llegar a exceder los 1000 m (e.g. ver Tobie & Julin (1982)).

Una revisión de la literatura técnica en lo referente a la práctica minera en métodos por hundimiento permitió obtener la información que se presenta en Tabla 3.5 de páginas siguientes, respecto a la altura de bloque utilizada en distintas minas que utilizan los métodos de block caving y de panel ca-ving, tanto en Chile como en el extranjero. Por otra parte, las alturas de bloque utilizadas en distin-tos sectores productivos de Mina El Teniente se presentan en Tabla 3.6.

Tabla 3.4

EVOLUCIÓN PROBABLE DE LA ALTURA DE COLUMNA MINERALIZADA A EXPLOTAR MEDIANTE MÉTODOS POR HUNDIMIENTO (BLOCK CAVING & PANEL CAVING)

Altura de la Columna Mineralizada a Explotar Periodo

Valores Típicos Valor Máximo

Anterior a 1930 30 a 60 m 90 (?) m 1930 a 1945 30 a 90 m 120 (?) m 1945 a 1960 60 a 120 m 180 (?) m 1960 a 1975 60 a 150 m 200 (?) m 1975 a 1985 100 a 200 m 300 (?) m 1985 a 1995 100 a 250 m 350 (?) m 1995 a 2000 150 a 300 m 500 m



- 42 -

Tabla 3.5

ALTURA DE COLUMNA MINERALIZADA UTILIZADA EN ALGUNAS MINAS QUE EMPLEAN MÉTODOS POR HUNDIMIENTO

Mina Ubicación Descripción del Macizo Rocoso Z (m) Método H

(m) Malla

(m x m) CP (m) Referencia

Bagdad Arizona, USA PÓRFIDO DE MONZONITA CUARCÍFERA RESISTENTE. 175 BC / PC 40 Krstulovic & Agarwal (1973)

Bell Québec, CANADÁ STOCKWORK DE ASBESTOS EN PERIDOTITA PARCIALMENTE SER-PENTINIZADA, MUY FRACTURADOS Y DE COMPETENCIA VARIABLE. 140 a 180 BC 95 a 125

7.6 x 12.2 ↓

15.2 x 15.2 16.0

Brady & Brown (1992) Cavieres (1999)

Lacasse & Legast (1981)

Bullfontein USA ROCA ÍGNEA PORFÍDICA. 120 a 185 9.5

Bunker Hill USA DEPOSITO DE PLOMO Y ZINC EN CUARCITA RESISTENTE, CON SIS-TEMAS DE FALLAS Y ESTRUCTURAS MENORES. PC 60 a 90

Krstulovic & Agarwal (1973)

Climax Colorado, USA STOCK DE PÓRFIDO RIOLÍTICO TERCIARIO (MOLIBDENO) QUE INTRU-YE A GRANITOS Y ESQUISTOS PRECÁMBRICOS. RMRB DE 55 a 65. 650 PC 95 a 150 10 x 10.4 15.5

Gould (1998) Sacrison & Hardesty (1986)

Tobie & Julin (1982)

Cornwall USA MAGNETITA PC 30 a 60 7.6 x 12

Creighton Ontario, CANADÁ YACIMIENTO DE SULFUROS EN NORITA, CON GRANITOS BRECHIZA-DOS Y ROCAS METAVOLCÁNICAS (UCS = 160 a 250 MPa). PC 150 9 x 12

Tobie & Julin (1982)

Crestmore California, USA CALIZA METAMORFOSEADA Y RECRISTALIZADA, MUY COMPETENTE PERO CON FRACTURAS Y FALLAS. 180 a 280 BC 180 Krstulovic & Agarwal (1973)

De Beers SUDAFRICA ROCAS VOLCÁNICAS PORFIRÍTICAS. PC 120 a 185 4.6 x 6.8

El Salvador Salvador, CHILE PÓRFIDO CUPRÍFERO BC 50 a 215 Tobie & Julin (1982)

Emma USA PÓRFIDO MONZONÍTICO BLANDO Y MUY FRACTURADO. SOBRECAR-GA DE RIOLITA Y PÓRFIDOS MAS COMPETENTES. BC 55

Errington USA YACIMIENTO DE HEMATITA-GOETHITA CON NUMEROSAS FALLAS. BC 135 Krstulovic & Agarwal (1973)

Ertsberg East Irian Jaya, INDONESIA SKARNS Y BRECHAS RICOS EN COBRE EN INTERCALACIONES DE MÁRMOLES Y HORNBLENDAS CUARCÍFERAS. BC < 200

5.2 x 5.2 ↓

12.5 x 12.5

10.0 ↓

12.1 Julin (1992)

Ghats-King 20 a 40 10 x 10

↓ 11.5 x 10.0

Cavieres (1999)

Grace USA MAGNETITA MASIVA 35 a 50 6 x 9 6.0 a 12.0 Tobie & Julin (1982)

Granito Este El Salvador, CHILE ANDESITA Y PÓRFIDOS PRIMARIOS.. RMR DE 55 a 65. 400 a 500 PC 100 12 x 13 16.0 Droguett (1999) Nehgme (1995)

BC BLOCK CAVING PC SA PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN AVANZADA Z PROFUNDIDAD MEDIA DEL SECTOR PRODUCTIVO (C/R SUPERFICIE ORIGINAL TERRENO) PC PANEL CAVING PC SP PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN PREVIA H ALTURA DE BLOQUE MINERALIZADO SÓLIDO (VALOR MEDIO DEL SECTOR PRODUCTIVO)

PC F PANEL CAVING CON FORZAMIENTO CP CROWN-PILLAR (NOMINAL)



- 43 -




(m) Malla


Henderson Colorado, USA DEPOSITO TIPO STOCKWORK DE MOLIBDENITA, RIOLITA PORFÍDICA ENTRE MÚLTIPLES INTRUSIONES DE UN COMPLEJO ÍGNEO. RMRB DE 55 a 65.

PC 120 a 245

12.2 x 12.2 ↓

12.2 x 16.2 ↓

16.5 x 18.0

16.8 Cavieres (1999)

Stewart et al. (1984) Tobie & Julin (1982)

Humbolt USA PÓRFIDO FRACTURADO. BC 30 a 55 6.1 Espinoza (1996)

I Panel ANDESITAS Y GRANODIORITAS CON ALGUNAS BRECHAS Y PÓRFI-DOS. ROCA SECUNDARIA CON 11 a 20 fract./m & 30 ≤ RMR ≤ 45. 120 a 210 BC 100 a 150

7.5 x 7.5 ↓

10 x 10 9.0

II Panel ANDESITAS Y GRANODIORITAS CON ALGUNOS PÓRFIDOS. ROCA SE-CUNDARIA CON 11 a 20 fract./m & 35 ≤ RMR ≤ 45. 270 a 360 BC

BC LHD 150 7.5 x 7.5

↓ 10 x 10

12.0

III Panel

Río Blanco, Los Andes, CHILE

ANDESITAS Y GRANODIORITAS CON ALGUNOS PÓRFIDOS. ROCA SE-CUNDARIA CON 11 a 20 fract./m & 35 ≤ RMR ≤ 50. ROCA PRIMARIA CON 3 a 4 fract./m & 50 ≤ RMR ≤ 75.

530 a 670 BC PC 225 a 280

13 x 13 ↓

15 x 15 15.0

Espinoza (1996) Karzulovic et al. (1991)

Torres et al. (1981)

Inca Central ANDESITA SECUNDARIA, PÓRFIDOS Y PÓRFIDOS SILICIFICADOS. UCS = 130 a 195 MPa. 525 a 625 PC 110 13 x 13 14.0

Inca Norte ANDESITA Y PÓRFIDO SECUNDARIOS (45 < RMR < 55) Y PRIMARIOS (65 < RMR < 75). 550 a 650 PC 15 x 15 14.0

Inca Oeste

El Salvador, CHILE

ANDESITA Y PÓRFIDO PRIMARIOS (70 < RMR < 85). 500 a 600 PC 180 a 220 15 x 15 14.0

Espinoza (1996) Nehgme (1995)

Parra (1990)

Inspiration USA ESQUISTOS Y GRANITOS MUY FRACTURADOS. BC 25 a 100 7.6 Krstulovic & Agarwal (1973)

Jeffrey CANADÁ PERIDOTITA FRACTURADA Y SERPENTINIZADA. BC / PC 120 7.6 Espinoza (1996)

Jennifer California, USA DEPOSITO DE BORATO DE SODIO EN LUTITAS Y ESQUISTOS. 135 BC 90 8.0

Johnson USA PERIDOTITA SERPENTINIZADA, COMPETENTE PERO CON NUMERO-SAS FALLAS. BC / PC 90 a 155 8.4

Krstulovic & Agarwal (1973)

Kimberley Kimberley, SUDAFRICA PIPA DE KIMBERLITA Y BRECHAS ENCAJADA EN LAVAS, GRANITOS Y GNEISS. UCS = 20 a 80 MPa, 1 a 2 fract./m, 45 < RMR < 65. PC 100 a 160

4.5 x 6.0 ↓

4.5 x 6.9

9.5 ↓

11.5 Droguett (1999)

King Mashava, ZIMBABWE STOCKWORK DE ASBESTO CON ZONAS DE SERPENTINA (40 < RMR < 60). FALLAS Y ZONAS DE CIZALLE (20 < RMR < 40). 300 a 500 BC 100 a 120 20.0 Brumleve (1988)





- 44 -




(m) Malla


King-Beaver Quebec, CANADA PERIDOTITA SERPENTINIZADA, COMPETENTE PERO CON NUMERO-SAS FALLAS. BC / PC 120 a 155 8.4 Krstulovic & Agarwal (1973)

Mather Michigan, USA YACIMIENTO DE HEMATITA BC 60 a 75 4.0 x 8.5 7.0 Tobie & Julin (1982)

Miami Arizona, USA ESQUISTO MUY FRACTURADO Y PÓRFIDO GRANÍTICO BLANDO. 190 a 290 PC 100 a 185 5.1 x 5.7 9.1 Krstulovic & Agarwal (1973) Tobie & Julin (1982)

Northparkes Parkes, NSW, AUSTRALIA ROCAS VOLCÁNICAS (UCS = 100 a 115 MPa) Y PÓRFIDOS CUARZO-MONZONITICOS (UCS = 130 a 145 MPa) COMPETENTES PERO FRAC-TURADAS (60 ≤ RMR ≤ 70).

480 BC LHD 450 13 x 13

↓ 15 x 15

18.0 Cavieres (1999)

Chen (1996) Dawson (1995)

Palabora Palabora, SUDAFRICA CHIMENEA VOLCÁNICA CON COBRE CRUZADA POR DIQUES DE DO-LERITA (ESTÉRIL). 500 a 1260 BC 500 17 x 17 16.0 Chadwick (1998)

Droguett (1999)

Pewabic USA HEMATITA DURA SILÍCEA. BC 30 a 38 10.1 Espinoza (1996)

Premier Pretoria, SUDAFRICA PIPA DE KIMBERLITAS QUE INTRUYE CUERPOS DE NORITA Y FELSITA AFECTADOS POR NUMEROSAS FALLAS (40 ≤ RMR ≤ 80). 580 a 785 BC 100 a 150

15 x 15 ↓

15 x 18 15.0

Bartlett (1992) Cavieres (1999)

Owen (1981)

Questa New Mexico, USA ALITAS Y PÓRFIDOS ALTERADOS Y FRACTURADOS QUE INTRUYEN A UNA SECUENCIA DE ANDESITAS Y RIOLITAS (0.002 ≤ Q ≤ 8). 300 a 350 BC LHD 125 a 250 5.5 x 5.5 6.0 Agapito & Shoemaker (1987)

Ray USA ESQUISTO CUARCÍFERO FRACTURADO CON FALLAS MENORES Y MA-YORES. 90 a 150 BC 50 a 100 7.7 Krstulovic & Agarwal (1973)

San Manuel Arizona, USA MONZONITA CUARCÍFERA BASÁLTICA Y LAVAS ANDESÍTICAS MUY FRACTURADAS (40 ≤ RMR ≤ 65). 350 a 705 BC / PC 120 a 190

4.6 x 5.3 ↓

9.6 x 12.3

7.7 ↓

18.0

Krstulovic & Agarwal (1973) Stevens et al. (1987) Tobie & Julin (1982)

Shabanie ZIMBABWE DUNITAS Y SERPENTINITAS FRACTURADAS. 70 12.5 x 13.75 Cavieres (1999)

Sunrise USA YACIMIENTO DE HEMATITA POCO COMPETENTE CON SOBRECARGAS DE ARENISCAS Y CALIZAS COMPETENTES. BC / PC 100 a 120 Krstulovic & Agarwal (1973)

Thetford CANADÁ STOCKWORK ÍGNEO CON ASBESTO. BC < 125 7.6 x 7.6 11.6 Tobie & Julin (1982)

Tobin USA HEMATITA BC 38 9.8 Espinoza (1996)

Urad USA RIOLITA Y GRANITO PRECÁMBRICO. 120 a 250 PC 60 a 215 9 x 9 Krstulovic & Agarwal (1973) Tobie & Julin (1982)





- 45 -

Tabla 3.6 ALTURA DE COLUMNA MINERALIZADA UTILIZADA EN ALGUNOS SECTORES PRODUCTIVOS DE MINA EL TENIENTE

Sector Productivo Cota UCL (m.s.nm.) Descripción del Macizo Rocoso Z

(m) Método H (m)

Malla (m x m)

CP (m) Comentarios

TEN 1 SUR ESTÁNDAR 2628 ANDESITA SECUNDARIA. 210 BC 80 a 120 7.50 x 7.50 (56.3 m2) 8.0

SE EXPLOTA A MEDIADOS DE LOS AÑOS 60. SE PRODUCE LA COLGADURA DE UN BLOQUE, LO QUE CAUSA DAÑOS EN EL UCL.

TEN SUB B 2535 ANDESITA SECUNDARIA. 290 BC 80 a 120 7.50 x 7.50 (56.3 m2) 8.0

A FINES DE LOS 60 SE EXPLOTA EL SECTOR SUB B SUR. SE PRODUCE LA COLGADURA DE UN BLOQUE, LO QUE CAUSA DAÑOS EN EL UCL.

TEN 3 ISLA BRECHAS 2448 ANDESITA Y DIORITA SECUNDARIAS. 450 PC F 175 a 205 14.00 x 15.00 (210.0 m2) 16.0 PARA REDUCIR LA GRANULOMETRÍA SE USAN 2

NIVELES DE FORZAMIENTO (LHB1 & LHB2).

TEN 3 ISLA MARTILLOS 2428 ANDESITA Y DIORITA PRIMARIAS. UCS = 150 a 200 MPa, 45 ≤ RMR ≤ 65. 480 PC 195 a 225

(10 a 50) 10.00 x 15.00

(150.0 m2) 18.0

TEN 3 ISLA MARTILLOS HP 2428 DIORITA Y BRECHAS HIDROTERMALES PRIMA-RIAS Y BRECHA BRADEN. 480 PC SP 195 a 225

(100 a 120)

13.00 x 17.32 (225.2 m2)

15.00 x 17.32 (259.8 m2)

18.0 PRIMER SECTOR DONDE SE APLICA LA VA-RIANTE DE PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN PREVIA.

TEN 3 ISLA ESTÁNDAR 2420 ANDESITA Y DIORITA, PREDOMINANTEMENTE SECUNDARIAS, DIORITA BRECHIZADA Y BUGGY BRECHAS. 3 a 17 fract./m. UCS = 50 a 140 MPa.

450 BC 175 a 205 10.00 x 10.00 (100.0 m2) 10.0

TEN 4 NORTE FW 2354 ANDESITA SECUNDARIA Y PRIMARIA, DIORITA PRIMARIA. UCS = 60 a 160 MPa. 540 BC 70 a 180

(45) 7.50 x 7.50 (56.3 m2) 12.0

EN 1986 SE DECIDE EXPLOTARLO MEDIANTE BC CON REDUCCIÓN EN EL NP MEDIANTE MARTI-LLOS PICADORES. ESTE SECTOR FUE AFEC-TADO POR ESTALLIDOS DE ROCA.

TEN 4 FORTUNA 2369 BRECHA BRADEN Y BRECHA MARGINAL, ANDE-SITA SECUNDARIA Y PRIMARIA. 480 PC 80 a 335

(80) 13.00 x 15.00

(195.0 m2) 16.0 LA MINA FORTUNA SE LIXIVIÓ DESDE SUPERFI-CIE ENTRE 1925 Y 1940, RECOLECTÁNDOSE LAS SOLUCIONES EN LOS NIVELES FORTUNA 31/2 Y 4.

TEN 4 REGIMIENTO 2376 ANDESITA PRIMARIA, BRECHA HIDROTERMAL, DIQUES DE CUARZO. UCS = 100 a 190 MPa, 2 a 10 fract./m3, 40 ≤ RMR ≤ 70.

580 PC 250 (100 a 180)

15.00 x 17.32 (259.8 m2) 18.0 LA EXPLOTACIÓN DE ESTE SECTOR SE INICIÓ

EN OCTUBRE DE 1992.

TEN 4 SUR SECTOR B 2372 ANDESITA PRIMARIA. 530 PC 180 (70)

15.00 x 15.00 (225.0 m2) 18.0

CORRESPONDE AL SECTOR DONDE SE INICIO LA EXPLOTACIÓN DE ROCA PRIMARIA, EN MA-YO DE 1982.

TEN 4 SUR SECTOR C - D 2372 ANDESITA Y DIORITA PRIMARIAS, BRECHA HIDROTERMAL Y BRECHA MARGINAL. 660 PC 250 a 280

(180 a 280) 15.00 x 17.32

(259.8 m2) 18.0 COLAPSOS AFECTAN AL NIVEL DE PRODUC-CIÓN, POSIBLEMENTE DEBIDO A UNA MUY ALTA TASA DE EXTRACCIÓN.

TEN 4 SUR SECTOR D FW 2372 ANDESITA, DIORITA, PÓRFIDO A, BRECHA DE ANHIDRITA Y DIQUE DE LAMPROFIDO. ROCA PRIMARIA (40 ≤ RMR ≤ 70).

850 PC < 500 (490)

15.00 x 20.00 (300.0 m2) 18.0

PROBLEMAS DE ESTABILIDAD EN EL NIVEL DE PRODUCCIÓN, ASOCIADOS AL CONTACTO DIO-RITA-ANDESITA Y, TAMBIÉN, A TASAS DE EX-TRACCIÓN MUY ALTAS.

BC BLOCK CAVING PC SA PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN AVANZADA Z PROFUNDIDAD MEDIA DEL SECTOR PRODUCTIVO (C/R SUPERFICIE ORIGINAL TERRENO) PC PANEL CAVING PC SP PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN PREVIA H ALTURA DE BLOQUE MINERALIZADO SÓLIDO (VALOR MEDIO DEL SECTOR PRODUCTIVO) MZ MACROZANJA PC F PANEL CAVING CON FORZAMIENTO CP CROWN-PILLAR (NOMINAL)



- 46 -

Tabla 3.6

ALTURA DE COLUMNA MINERALIZADA UTILIZADA EN ALGUNOS SECTORES PRODUCTIVOS DE MINA EL TENIENTE

Sector Productivo Cota UCL (m.s.nm.) Descripción del Macizo Rocoso Z

(m) Método H (m)

Malla (m x m)

CP (m) Comentarios

ESMERALDA 2321 ANDESITA, DIORITA Y BRECHAS HIDROTERMA-LES PRIMARIAS. UCS = 120 a 160 MPa, 5 a 9 fract./m3, 45 ≤ RMR ≤ 75.

800 PC SP 110 a 180 (110 a 450)

15.00 x 17.32 (259.8 m2)

15.00 x 19.63 (294.5 m2)

18.0 PRIMER SECTOR DONDE SE APLICA LA VA-RIANTE DE PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN AVANZADA.

TEN 5 PILARES NORTE 2301 ANDESITA SECUNDARIA, DE TRANSICIÓN Y PRIMARIA., PÓRFIDO DACÍTICO. 200 BC 55

(20) 9.38 x 9.38 (88.0 m2) 8.0

ESTE SECTOR SE EXPLOTO CON EL METODO DE SCRAPERS DEBIDO A LA POCA ALTURA DE COLUMNA MINERALIZADA.

PROYECTO DIABLO - REGIMIENTO 2210 ANDESITA, BRECHA HIDROTERMAL, BRECHA BRADEN, BRECHA MARGINAL Y DIQUES DE CUARZO. ROCA PRIMARIA

590 MZ 160 15.00 x 20.00 (300.0 m2)

EN ESTE SECTOR SE PROYECTA PROBAR EL MÉTODO DE MACROZANJA, EL CUAL COMEN-ZARÍA A OPERAR EL AÑO 2004..

QUEBRADA TENIENTE 2197 ANDESITA SECUNDARIA CON UNA BASE DE RO-CA PRIMARIA EN SU EXTREMO SUR FW (ALTURA DE ROCA PRIMARIA DEL ORDEN DE 45 m).

255 BC 155 a 255 7.50 x 7.50 (56.3 m2) 10.0

POSIBLEMENTE UNO DE LOS ÚLTIMOS SECTO-RES EN EXPLOTAR ROCA SECUNDARIA EN MI-NA EL TENIENTE.

TEN SUB 6 SECTOR N FW 1 2120 ANDESITA, DIORITA, BRECHA HIDROTERMAL Y PÓRFIDOS PRIMARIOS. UCS = 100 a 140 MPa, 3 a 14 fract./m3, 40 ≤ RMR ≤ 65.

830 PC 200 a 400 (200 a 350)

15.00 x 17.32 (259.8 m2) 18.0

SECTOR MUY AFECTADO POR ESTALLIDOS DE ROCA. EN 1992 SE DETUVO SU OPERACIÓN. MINERÍA EXPERIMENTAL DE 1994 A 1996 (EXI-TOSA). ACTUALMENTE EN OPERACIÓN.

TEN SUB 6 AREA INVARIANTE 2120 ANDESITA, DIORITA Y BRECHAS HIDROTERMA-LES PRIMARIAS. UCS = 100 a 140 MPa, 3 a 8 fract./m3, 50 ≤ GSI ≤ 80.

850 PC SA 200 a 500 (200 a 475)

15.00 x 17.32 (259.8 m2) 18.0 LAS MAYORES ALTURAS SÓLIDAS SE UBICAN

DE LA CALLE 4 AL EXTREMO Fw.

BC BLOCK CAVING PC SA PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN AVANZADA Z PROFUNDIDAD MEDIA DEL SECTOR PRODUCTIVO (C/R SUPERFICIE ORIGINAL TERRENO) PC PANEL CAVING PC SP PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN PREVIA H ALTURA DE BLOQUE MINERALIZADO SÓLIDO (VALOR MEDIO DEL SECTOR PRODUCTIVO) MZ MACROZANJA PC F PANEL CAVING CON FORZAMIENTO CP CROWN-PILLAR (NOMINAL)



- 47 -

La información expuesta en las tablas precedentes permite señalar lo siguiente respecto a la altura media de columna mineralizada a explotar en un sector productivo 12por métodos por hundi-miento:

(a) Alturas de columna mineralizada menores que 60 m actualmente pueden considerarse muy bajas, sin perjuicio del hecho que se han explotado columnas tan bajas como 20 m.

(b) En el caso de minería por block caving: Una altura de columna de menos de 100 m puede considerarse como una altura baja,

para los estándares actuales de la práctica minera nacional e internacional. Una altura de columna del orden de 100 a 150 m puede considerarse como una altura

media, o típica de la práctica minera nacional e internacional (de hecho el valor medio y la moda de las alturas que se presentan en las tablas precedentes son iguales a 135 y 150 m, respectivamente).

Una altura de columna del orden de 150 a 250 m puede considerarse como una altura media a alta (pero no inusual o con pocos precedentes en la práctica minera nacional e internacional).

Una altura de columna del orden de 250 a 350 m puede considerarse como una altura alta (con pocos precedentes en la práctica minera nacional e internacional).

Una altura de columna de más de 350 m puede considerarse como una altura muy alta (sin o con muy pocos precedentes en la práctica minera nacional e internacional13).

(c) En el caso de minería por panel caving: Una altura de columna de menos de 120 m puede considerarse como una altura baja,

para los estándares actuales de la práctica minera nacional e internacional. Una altura de columna del orden de 150 a 200 m puede considerarse como una altura

media, o típica de la práctica minera nacional e internacional; sin perjuicio del hecho que en el caso particular de El Teniente este valor medio o típico se ubica en el rango de 200 a 250 m.

Una altura de columna del orden de 200 a 300 m puede considerarse como una altura media a alta (pero no inusual o con pocos precedentes en la práctica minera nacional e internacional); sin perjuicio de que en el caso particular de El Teniente este valor se ubicaría en el rango de 250 a 300 m.

Una altura de columna del orden de 300 a 400 m puede considerarse como una altura alta (solo con algunos precedentes en la práctica minera nacional y sin precedentes en otros países).

Una altura de columna de más de 400 m puede considerarse como una altura muy alta (con muy pocos precedentes en la práctica minera nacional, y sin precedentes en otros países).

(d) Conforme con lo (b) y (c), las alturas de columna explotadas por panel caving tenderían a ser mayores que las explotadas por block caving, siendo esta diferencia del orden de 50 m.

(e) Conforme con lo (b) y (c), las alturas de columna explotadas en los diversos sectores de Mina El Teniente concuerdan con la práctica internacional en block caving, pero son de 50 a 100 m mayores en el caso de panel caving.

12 Usualmente la altura de la columna de roca mineralizada no es uniforme, por lo que podrán haber variaciones respecto al valor

medio, que podrían ser del orden de 100 m o incluso más. 13 Cabe señalar que Northparkes, en Australia, y Palabora, en Sudáfrica, con alturas de 450 y 500 m, respectivamente, no pueden

considerarse todavía como casos de minería por block caving en régimen.



- 48 -

(f) Como se muestra en Figura 3.26, habría una tendencia a aumentar la altura de columna a explotar en la medida que aumenta la profundidad del Nivel de Socavación, tanto en el caso de minería por block caving como en minería mediante panel caving. En el caso del block caving la tendencia de Mina El Teniente sería similar a la de otras minas; sin embargo, en el caso del panel caving las alturas que explota El Teniente serían mayores a las típicas de otras minas. Esta tendencia a incrementar la altura a explotar en la medida que se profundiza el Nivel de Socavación parece lógica desde un punto de vista económico; ya que al explotar columnas más altas se desarrollará un menor número de niveles para explotar el yacimiento, bajando así el costo por tonelada extraída, aunque por otra parte se tendrá un mayor nivel de esfuer-zos y probablemente una condición geotécnica más difícil. Debe tenerse en cuenta que no hay una justificación explícita para esta tendencia, que señale la tasa de incremento de la altura a explotar en función de la profundidad y/o límites permisi-bles a la misma (o si la hay los autores de este trabajo no la conocen).

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

ALTURA MEDIA DE LA COLUMNA MINERALIZADA (m)

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

PRO

FUN

DID

AD

MED

IA N

IVEL

DE

SO

CA

VAC

ION

(m

)

BLOCK CAVING, EL TENIENTEBLOCK CAVING, OTRAS MINASPANEL CAVING, EL TENIENTEPANEL CAVING, OTRAS MINAS

TENDENCIA BLOCK CAVING

TENDENCIA PANEL CAVING

EL TENIENTE


OTRAS MINAS

Figura 3.26: Variación de la altura media de la columna mineralizada a explotar por block caving o panel caving con la profundidad media del Nivel de Socavación, conforme con la información de Tablas 3.5 y 3.6.



- 49 -

(g) Como se muestra en Figura 3.27, en general habría una tendencia a aumentar la altura de columna a explotar en la medida que aumenta el área de influencia de los puntos de extrac-ción, tanto en el caso de minería por block caving como en minería mediante panel caving. Sin embargo, en el caso del block caving no habría una tendencia clara o las áreas de in-fluencia serían similares para distintas alturas de columna (resultando una línea casi horizon-tal en el gráfico de la figura). Por otra parte, esta tendencia sí existiría en el caso del panel caving de El Teniente, el cual además emplearía áreas de influencia comparativamente mayores que las típicamente utili-zadas en otras minas14. Esta tendencia a incrementar el área de influencia de los puntos de extracción en la medida que aumenta la altura de columna mineralizada a explotar puede explicarse si se supone que mayores alturas de columna significan una fragmentación más gruesa, lo que podría justifi-carse en la medida que columnas “altas” involucren “más” mineral primario que columnas re-lativamente “más bajas”, pero debe tenerse en cuenta que no hay una justificación explícita para esta tendencia y/o límites permisibles a la misma (o si la hay los autores de este trabajo no la conocen).

14 Esto se explicaría por el hecho que El Teniente ha explotado, en forma comparativa, más mineral primario que otras minas.

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

ALTURA MEDIA DE LA COLUMNA MINERALIZADA (m)

0

50

100

150

200

250

300

350

AR

EA D

E IN

FLU

ENC

IA P

TOS.

EXT

RA

CC

ION

(m

2 )

BLOCK CAVING, EL TENIENTEBLOCK CAVING, OTRAS MINASPANEL CAVING, EL TENIENTEPANEL CAVING, OTRAS MINASMACROZANJA, EL TENIENTE

TENDENCIA BLOCK CAVING

OTRAS MINAS


EL TENIENTE

TENDENCIA BLOCK CAVING EL TENIENTE

TENDENCIA PANEL CAVINGOTRAS MINAS

Figura 3.27: Variación de la altura media de la columna mineralizada a explotar por block caving o panel caving con el área de influencia de los puntos de extracción, conforme con la información de Tablas 3.5 y 3.6.



- 50 -

4 MECÁNICA DEL CAVING

Como se discutió en el capítulo anterior, el método de explotación mediante panel caving busca aprovechar la fuerza de gravedad para inducir el quiebre de la columna de roca mineralizada al so-cavar la base de ésta.

Conforme con esto, la primera consideración geomecánica debe ser el definir si el macizo rocoso que se pretende explotar puede hundir “en forma natural” o si se requerirá el quiebre “forzado” de parte o toda la columna de roca mineralizada. Esta definición escapa a los alcances de este traba-jo15, y en lo que sigue se supondrá que el macizo rocoso puede ser explotado mediante una minería por panel caving.

Luego de definida la factibilidad de una minería por métodos de hundimiento, la segunda considera-ción geomecánica debe ser el determinar, para las condiciones de macizo rocoso y estado tensional presentes en el sector a explotar, la extensión de la socavación necesaria para iniciar el proceso de caving.

En el estado actual de la práctica minera nacional e internacional, esta determina-ción se apoya principalmente en correla-ciones empíricas entre la calidad geotéc-nica del macizo rocoso, usualmente ex-presada en términos del índice MRMR de Laubscher (e.g. ver Laubscher (1993)), y el radio hidráulico del área socavada, RH, que permiten definir condiciones de no hundibilidad, de transición y de hundibili-dad, como se ilustra en el ejemplo de Fi-gura 4.1. Sin embargo, este tipo de corre-laciones debe utilizarse con precaución y, en lo posible, como base para desarrollar correlaciones propias para cada mina, cual el caso de la curva que se muestra en Figura 4.1 para la minería en roca prima-ria en El Teniente.

Una vez que se ha definido el área que es preciso socavar para que se inicie el ca-ving, es preciso evaluar si una vez iniciado éste podrá propagarse en la vertical de modo de permitir la extracción de la altura de columna mineralizada o si existe el riesgo de que este crecimiento se deten-ga, causando colgaduras que eventual-mente podrían fallar en forma súbita, ge-nerando air-blasts y causando daños im-portantes en el sector productivo, como los casos que se reseñan en Tabla 4.1 de página siguiente.

15 Al respecto pueden citarse los trabajos de Laubscher, los estudios recientes asociados a la extensión del método de Mathews, y

los trabajos desarrollados por División El Teniente los últimos 5 años.

0 10 20 30 40 50 60 70 80

RADIO HIDRAULICO DEL AREA SOCAVADA (m)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

MR

MR

ZONA DE T

RANSICIONZONA ESTABLE

ZONA INESTABLE

SECTOR INCA OESTE

NORTHPARKESEL

TEN

IENT

E

(ROCA

PRI

MARIA

)

Figura 4.1: Ábaco de Laubscher para definir el radio hidráulico requerido para el inicio del caving en un macizo rocoso de un MRMR dado, donde se muestra la curva típica de El Teniente y los ca-sos del Sector Inca Oeste y Northparkes, que tuvieron problemas de hundibilidad.



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Tabla 4.1 ALGUNOS CASOS DE COLGADURAS EN LA MINERÍA POR HUNDIMIENTO

Mina Ubicación Descripción del Macizo Rocoso Método H (m)

Colgadura T (meses) Air Blast ? Referencia

(?) (?) BORATO MASIVO. BC (?) 43 m x 85 m (?) NO (?) Obert & Duvall (1967)

Crestmore California, USA

CALIZA METAMORFOSEADA Y RECRISTALIZADA, MUY COMPE-TENTE PERO CON FRACTURAS Y FALLAS. BC (?) 3.250 m2 (?) NO (?) Long & Obert

(1958)

Ertsberg East Irian Jaya, INDONESIA

SKARNS Y BRECHAS RICOS EN COBRE EN INTERCALACIONES DE MÁRMOLES Y HORNBLENDAS CUARCÍFERAS. BC (?) 75 m x 120 m (?) NO Julin (1992)

Inca Oeste El Salvador, CHILE

ANDESITA PRIMARIA CON ANHIDRITA INTRUIDA POR VETAS DE ANDESITA PRIMARIA CON ANHIDRITA SILICIFICADA. UCS = 130 a 165 MPa, 50 ≤ RMR ≤ 70.

PC 180 a 220 90 m x 115 m 6 SI Tapia et al. (2000)

Northparkes Parkes, AUSTRALIA

ROCAS VOLCÁNICAS (UCS = 100 a 115 MPa) Y PÓRFIDOS CUAR-ZO-MONZONITICOS (UCS = 130 a 145 MPa) COMPETENTES PERO FRACTURADAS (60 ≤ RMR ≤ 70). LA BASE DEL BLOQUE TENIA UN MRMR EN EL RANGO DE 45 a 55.

BC LHD 450 195 m x 180 m 23 (?) SI Chen (1996)

van As & Jeffrey (2000)

Río Blanco Los Andes, CHILE

ANDESITAS Y GRANODIORITAS CON ALGUNAS BRECHAS Y PÓRFIDOS. ROCA SECUNDARIA CON 11 a 20 fract./m Y UN RMR 30 a 45.

BC 150 3 bloques de 60 m x 60 m 6 SI Karzulovic et al.

(1991)

Sector Ten 4 Sur D Centro

El Teniente, CHILE

ANDESITA, DIORITA Y BRECHAS HIDROTERMALES PRIMARIAS (EN EL SECTOR AFECTADO SE USO UNA ALTURA DE SOCAVA-CIÓN DE 8.3 m).

PC 250 a 280 75 m x 20 m 3 NO Pasten & Cuevas (1999)

Sector Ten 4 Sur D Fw

El Teniente, CHILE

ANDESITA, DIORITA Y BRECHAS HIDROTERMALES PRIMARIAS (EN EL SECTOR AFECTADO SE USO UNA ALTURA DE SOCAVA-CIÓN DE 3.7 m, Y ES POSIBLE QUE LOS CUERPOS DE BRECHA HIDROTERMAL HAYAN ACTUADO COMO “PATAS DE MESA” DE LA COLGADURA).

PC < 500 90 m x 45 m 17 NO Pasten & Cuevas (1999)

Urad Colorado, USA RIOLITA Y GRANITO PRECÁMBRICO. BC (?) 90 m x 135 m 9 Si Hartman (1987)

BC BLOCK CAVING PC SA PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN AVANZADA H ALTURA DE BLOQUE MINERALIZADO SÓLIDO (VALOR MEDIO EN EL SECTOR AFECTADO) PC PANEL CAVING PC SP PANEL CAVING CON SOCAVACIÓN PREVIA T TIEMPO QUE DEMORO LA COLGADURA EN COLAPSAR

PC F PANEL CAVING CON FORZAMIENTO



- 52 -

Esta evaluación requiere entender la mecánica del proceso de caving, como evoluciona y de que factores depende. Sin perjuicio del hecho que la mecánica de este proceso de quiebre y hundimien-to ha sido tratada por Woodruff (1962), Coates (1970), Morrison (1976) y otros autores, en este ca-pítulo se discute la mecánica del caving conforme con el estado actual de la geomecánica.

Como se muestra en Figura 4.2, al socavar la base de la columna mineralizada se genera una cavidad tabu-lar, con una altura que usualmente es a lo menos 10 veces menor que su extensión, la cual define un volu-men “activo” 16 por encima de su techo, el cual tiende a desplazarse hacia la cavidad debido al peso propio del macizo rocoso.

En esta condición la principal componente de los des-plazamientos es vertical y se produce una redistribu-ción de esfuerzos que, dependiendo de las característi-cas del estado tensional in situ o pre-minería, puede facilitar o dificultar la ruptura o quiebre del macizo roco-so dentro de esta zona activa. Así, Morrison (1976) in-dica que si en el estado tensional in situ predominaba la componente vertical (e.g. σV es 3 veces mayor que σH), entonces sobre la mayor parte del techo de esta cavidad se genera una distribución casi uniforme de es-fuerzos de tracción, lo que facilita el quiebre del macizo rocoso (especialmente mediante la apertura de las es-tructuras geológicas), mientras que en los extremos de la cavidad se producen concentraciones importantes de esfuerzos de compresión, que tienden a producir la ruptura por corte del macizo en la “zona de apoyo” del volumen activo, todo lo cual facilita el progreso del ca-ving.

Por otra parte, si en el estado tensional in situ predominaba la componente horizontal (e.g. σH es 3 veces mayor que σV), entonces sobre la mayor parte del techo de esta cavidad se genera una distri-bución casi uniforme de esfuerzos de compresión y de poca magnitud, lo que dificulta el quiebre del macizo rocoso (tiende a “apretar” las estructuras geológicas), mientras que en los extremos de la cavidad se producen concentraciones relativamente menos importantes de esfuerzos de compre-sión, todo lo cual dificulta el progreso del caving.

Conforme con esto, para un mismo tipo de macizo rocoso en términos relativos la facilidad de pro-pagación del caving dependerá de la magnitud de la razón de esfuerzos, K, definida como la razón entre σH y σV; pudiendo suponerse lo siguiente: • 0.0 ≤ K ≤ 1.0 → Propagación del caving es posible e incluso fácil. • 1.0 ≤ K ≤ 2.0 → Propagación del caving es posible. • 2.0 ≤ K ≤ 3.0 → Propagación del caving es difícil y puede no ser posible.

16 El término “volumen activo” es utilizado actualmente por División El Teniente para explicar la sismicidad inducida por la minería;

sin embargo, este término ha sido utilizado también por diversos autores (e.g. ver Roberts (1991)) para definir la zona de roca perimetral a la cavidad generada por el caving y que tiende a desplazarse hacia ésta. En el presente trabajo el término “volu-men activo” se usa en este contexto.

Figura 4.2: La socavación produce una ca-

vidad tabular sobre la cual se forma un volumen “activo” que tiende a desplazarse hacia el interior de la cavidad (tomada de Karzulovic et al. (1999)).



- 53 -

Si la propagación del caving es posible, entonces el macizo rocoso por encima del techo de la soca-vación comienza a quebrarse y hundir, rellenando la cavidad y permitiendo la extracción de mineral. Este proceso de quiebre del macizo rocoso ocurre como fallas por tracción, por encima del techo de la cavidad, y como fallas por corte, en la zona vecina a los extremos de la cavidad, lo que genera eventos sísmicos, muy poco importantes en el caso de roca secundaria, pero eventualmente muy importantes en el caso de roca primaria.

Como se muestra en Figura 4.3, este proceso cambia la forma del techo de la cavidad, curvándolo, produce un ascenso del volumen activo y genera una nueva dis-tribución de esfuerzos en el contorno de la cavidad, la cual presenta dos cambios importantes respecto a la condición que se tenía después de la socavación (cavi-dad tabular):

• El esfuerzo en el contorno de la cavidad tiende a hacerse “más compresivo” (i.e. si había tracción su magnitud disminuirá, si había compresión, su magnitud aumentará).

• La concentración de esfuerzos que existía en los extremos de la socavación tiende a disminuir en términos relativos, respecto a la magnitud de los esfuerzos en el techo de la cavidad (i.e. la distri-bución de esfuerzos en el contorno de la cavidad tiende a ser más uniforme).

Estos cambios son importantes porque tienden a hacer menos fácil (o más difícil) el proceso de quiebre del macizo rocoso, reduciendo la tasa de propagación del caving en la vertical y, quizás peor, aumentando la energía requerida para estos quiebres y, por ende, la sismicidad inducida (lo que puede ser grave en el caso de roca primaria).

Físicamente este proceso puede explicarse como se ilustra en Figura 4.4 de página siguiente, mediante la formación de un arco de Voussoir, el cual es estable en compresión, incluso si no es continuo sino que está formado por bloques de roca.

Obviamente este proceso de evolución, desde una condición post-socavación que es inherentemen-te inestable a una condición tipo arco de Voussoir que es inherentemente estable, depende de la geometría de la cavidad que genere el proceso del caving, la cual puede describirse en términos de la razón entre la altura máxima de la cavidad, hC (que en esta discusión se supone ocurre al centro del área socavada), y la extensión basal del área socavada, b, como se ilustra en Figura 4.5 de pá-gina siguiente, la cual muestra la variación de los esfuerzos en el techo y en los extremos de la cavi-dad con la geometría de ésta.

��

��

Figura 4.3: La propagación del caving

cambia la forma de la cavidad y eleva la posición del volumen activo. Si la condición geome-cánica y la extracción de mine-ral son uniformes la cavidad tiende a ser simétrica (tomada de Karzulovic et al. (1999)).



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Figura 4.4: Esquema que ilustra la formación de un arco de Voussoir al curvarse el techo de la socavación por efecto del proceso de caving (tomada de Woodruff (1962)).

Figura 4.5: Variación de los esfuerzos en el techo, σT, y en los apoyos, σT, de la cavidad generada por el caving propagación del caving. En estos gráficos la altura de la cavidad, hT, esta referida al techo de la socavación inicial pese a que en es-te trabajo la altura de la cavidad, hC, se refiere al piso de la socavación (toma-da de Coates (1970)).



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Morrison (1976) evaluó mediante modelos simples esta situación, obteniendo los resultados que se resumen en Tabla 4.2 de página siguiente, los cuales permiten concluir que: • El inicio y posterior propagación vertical del caving depende de la magnitud relativa entre los

esfuerzos horizontales y verticales in situ, que puede definirse en términos de la razón de es-fuerzos, K.

• Para un mismo tipo de macizo rocoso, en la medida que aumenta K la propagación del caving tiende a hacerse menos fácil (o más difícil).

• Incluso en condiciones favorables para el caving (e.g. un bajo valor de K), si se mantiene constante el área basal socavada en la medida que la cavidad generada por el caving crece en la vertical la misma se hace cada vez menos inestable, disminuyendo la facilidad con que se propaga el caving, hasta que -si la columna mineralizada es suficientemente alta- se logra una cavidad estable y se detiene el progreso del caving en la vertical.

• Conforme con lo anterior, para un área socavada de tamaño dado existe una cierta altura, que dependerá de las características del macizo rocoso y del estado tensional in situ, sobre la cual no progresará el caving.

• En principio, puede considerarse que esta altura sería del orden de 0.5 a 1.5 veces la menor extensión del área basal socavada (este rango supone condiciones tales que es factible una minería por caving).

Esto último es especialmente importante porque demuestra que la definición del área inicial a soca-var no es totalmente independiente de la definición de la altura de columna a explotar, y si esta altu-ra es excesiva se podrían producir colgaduras del tipo descritas en la literatura como “domo”, “medio domo”, y “cuarto de domo”arco”, las cuales se ilustran en Figura 4.6.

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DOMO COMPLETO

MEDIO DOMO

CUARTO DE DOMO

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DOMO COMPLETO

MEDIO DOMO

CUARTO DE DOMO

Figura 4.6: Vista en planta que muestra esquemáticamente colgaduras tipo “domo”, “me-

dio domo” y “cuarto de domo” descritas en la literatura, y que dependen de la menor dimensión del área basal socavada (tomada de Panek (1982)).



- 56 -

Tabla 4.2

VARIACIÓN DE LA CONDICIÓN DE ESFUERZOS EN LA PERIFERIA DE LA CAVIDAD (según los resultados que presenta Morrison (1976) en base a un análisis elástico).

Condición de Esfuerzos Situación hC/b

Caso σH/σV = 0.33 Caso σH/σV = 3.00

≤ 0.050

EN APROXIMADAMENTE EL 70% DEL TECHO DE LA SOCAVACIÓN EN SU PARTE CENTRAL, SE PRODU-CEN ESFUERZOS DE TRACCIÓN, CON UNA DISTRI-BUCIÓN PRÁCTICAMENTE UNIFORME Y UNA MAGNI-TUD DEL ORDEN DEL 70% DEL ESFUERZO VERTICAL IN SITU. ESTO FAVORECE LA RUPTURA O QUIEBRE DEL MACIZO ROCOSO Y LA APERTURA DE LAS ES-TRUCTURAS GEOLÓGICAS. EN LOS EXTREMOS DE LA CAVIDAD SE PRODUCEN CONCENTRACIONES DE ESFUERZOS DE COMPRE-SIÓN QUE EXCEDEN EN MÁS DE 10 VECES LA MAG-NITUD DEL ESFUERZO VERTICAL IN SITU. ESTO FA-VORECE LA RUPTURA POR CORTE DEL MACIZO RO-COSO.

NO SE PRODUCEN ESFUERZOS DE TRACCIÓN EN EL TECHO DE LA SOCAVACIÓN. EN APROXIMADAMEN-TE EL 70% DE ESTE TECHO, EN SU PARTE CENTRAL, SE PRODUCEN ESFUERZOS DE COMPRESIÓN CON UNA DISTRIBUCIÓN PRÁCTICAMENTE UNIFORME Y UNA MAGNITUD DEL ORDEN DEL 80% DEL ESFUER-ZO VERTICAL IN SITU. ESTO DIFICULTA LA RUPTU-RA O QUIEBRE DEL MACIZO ROCOSO Y LA APERTU-RA DE LAS ESTRUCTURAS GEOLÓGICAS. EN LOS EXTREMOS DE LA CAVIDAD SE PRODUCEN CONCENTRACIONES DE ESFUERZOS DE COMPRE-SIÓN QUE EXCEDEN EN MÁS DE 10 VECES LA MAG-NITUD DEL ESFUERZO VERTICAL IN SITU. ESTO FA-VORECE LA RUPTURA POR CORTE DEL MACIZO RO-COSO.

0.167

EN APROXIMADAMENTE EL 50% DEL TECHO DE LA SOCAVACIÓN EN SU PARTE CENTRAL, SE PRODU-CEN ESFUERZOS DE TRACCIÓN, CON UNA DISTRI-BUCIÓN PRÁCTICAMENTE UNIFORME Y UNA MAGNI-TUD DEL ORDEN DEL 40% DEL ESFUERZO VERTICAL IN SITU. ESTO FAVORECE LA RUPTURA O QUIEBRE DEL MACIZO ROCOSO Y LA APERTURA DE LAS ES-TRUCTURAS GEOLÓGICAS. EN LOS EXTREMOS DE LA CAVIDAD SE PRODUCEN CONCENTRACIONES DE ESFUERZOS DE COMPRE-SIÓN QUE EXCEDEN EN MÁS DE 5 VECES LA MAGNI-TUD DEL ESFUERZO VERTICAL IN SITU. ESTO FA-VORECE LA RUPTURA POR CORTE DEL MACIZO RO-COSO.

SE PRODUCE UNA DISTRIBUCIÓN CASI UNIFORME DE ESFUERZOS DE COMPRESIÓN A LO LARGO DEL TECHO DE LA CAVIDAD, CON UNA MAGNITUD DEL ORDEN DE 1.3 VECES EL ESFUERZO VERTICAL IN SITU. NO SE PRODUCEN CONCENTRACIONES DE ES-FUERZOS EN LOS EXTREMOS DE LA CAVIDAD. ESTA CONDICIÓN DIFICULTA LA RUPTURA DEL MA-CIZO ROCOSO EN EL TECHO DE LA CAVIDAD Y HACE DIFÍCIL QUE EL CAVING SIGA PROPAGÁNDOSE, POR LO QUE LA CAVIDAD TENDERÁ A SER ESTABLE SI NO SE AUMENTA LA EXTENSIÓN BASAL DE LA SO-CAVACIÓN.

0.500

NO SE PRODUCEN TRACCIONES EN EL TECHO DE LA SOCAVACIÓN. LOS ESFUERZOS DE COMPRE-SIÓN SON MÍNIMOS EN EL CENTRO DEL TECHO, CON UNA MAGNITUD NULA O MUY BAJA, Y MÁXIMOS EN LOS EXTREMOS DE LA CAVIDAD, DONDE ALCANZAN UNA MAGNITUD DEL ORDEN DE 3 VECES EL ES-FUERZO VERTICAL IN SITU. ESTA CONDICIÓN NO FAVORECE LA RUPTURA DEL MACIZO ROCOSO EN EL TECHO DE LA CAVIDAD, Y SOLO PODRÍAN PRODUCIRSE RUPTURAS POR COR-TE EN LAS ZONAS EXTREMAS SI Y SOLO SI SE EX-CEDE LA RESISTENCIA EN COMPRESIÓN UNIAXIAL DEL MACIZO ROCOSO (EN EL CASO DE ROCA SE-CUNDARIA ESTA RESISTENCIA PUEDE SER DEL 10% AL 30% DE LA RESISTENCIA DE LA ROCA INTACTA, MIENTRAS QUE EN ROCA PRIMARIA PUEDE ALCAN-ZAR DEL 40% AL 70% DE LA RESISTENCIA DE LA ROCA INTACTA).

NO SE PRODUCEN TRACCIONES EN EL TECHO DE LA CAVIDAD. NO SE PRODUCEN CONCENTRACIONES DE ES-FUERZOS DE COMPRESIÓN EN LOS EXTREMOS DE LA CAVIDAD. EN EL CONTORNO DE LA CAVIDAD SE PRODUCE UNA DISTRIBUCIÓN DE ESFUERZOS DE COMPRE-SIÓN QUE ALCANZA UN MÁXIMO, DEL ORDEN DE 3 VECES EL ESFUERZO VERTICAL IN SITU, EN EL CEN-TRO DEL TECHO Y PRESENTA MÍNIMOS, DE MAGNI-TUD NULA O MUY BAJA, EN LOS EXTREMOS DE LA CAVIDAD. ESTA CONDICIÓN NO FAVORECE EL PROGRESO DEL CAVING Y TIENDE A GENERAR UNA CAVIDAD ESTA-BLE.

1.500

SE PRODUCE UNA DISTRIBUCIÓN CASI UNIFORME DE ESFUERZOS DE COMPRESIÓN A LO LARGO DEL TECHO DE LA CAVIDAD, CON UNA MAGNITUD DEL ORDEN DE 1.3 VECES EL ESFUERZO VERTICAL IN SITU. NO SE PRODUCEN CONCENTRACIONES DE ES-FUERZOS EN LOS EXTREMOS DE LA CAVIDAD. ESTA CONDICIÓN DIFICULTA LA RUPTURA DEL MA-CIZO ROCOSO EN EL TECHO DE LA CAVIDAD Y HACE DIFÍCIL QUE EL CAVING SIGA PROPAGÁNDOSE, POR LO QUE LA CAVIDAD TENDERÁ A SER ESTABLE SI NO SE AUMENTA LA EXTENSIÓN BASAL DE LA SO-CAVACIÓN.

NO SE PRODUCEN TRACCIONES EN EL TECHO DE LA CAVIDAD, PERO SI EN SUS EXTREMOS. EN EL CONTORNO DE LA CAVIDAD SE PRODUCE UNA DISTRIBUCIÓN DE ESFUERZOS DE COMPRE-SIÓN QUE ALCANZA UN MÁXIMO, DEL ORDEN DE 6 VECES EL ESFUERZO VERTICAL IN SITU, EN EL CEN-TRO DEL TECHO Y PRESENTA MÍNIMOS, CON TRAC-CIONES DEL ORDEN DEL 50% DE LA MAGNITUD DEL ESFUERZO VERTICAL IN SITU, EN LOS EXTREMOS DE LA CAVIDAD. ESTA CONDICIÓN NO FAVORECE EL PROGRESO DEL CAVING, PERO SI FAVORECE LA OCURRENCIA DE RUPTURAS POR TRACCIÓN EN LOS EXTREMOS DE LA CAVIDAD Y/O POR CORTE EN LA PARTE CENTRAL DEL TECHO.

hC ES LA ALTURA MÁXIMA DE LA CAVIDAD (SE SUPONE SIMÉTRICA) RESPECTO AL PISO DE LA SOCAVACIÓN. b ES EL ANCHO BASAL DE LA SOCAVACIÓN σV ES LA MAGNITUD DEL ESFUERZO VERTICAL IN SITU O ANTES DE LA MINERÍA

σH ES LA MAGNITUD DEL ESFUERZO HORIZONTAL IN SITU O ANTES DE LA MINERÍA



- 57 -

Tabla 4.3 DISTANCIAS LIMITES PARA COLGADURAS TIPO DOMO, MEDIO DOMO Y CUARTO DE DOMO

(modificada de Panek (1982))

Mina: San Manuel Lakeshore Climax

Litología: Monzonita Cuarcífera Tactita Metasedimentos Granito

Monzonita Cuarcífera Pórfiros

Profundidad, z (m): 640 400 200 240 a 400

LFD (m): < 42 < 82 < 61 30 a 60

LHD (m): 16 a 21 → < 21 18 a 24 → < 41(?) 16 a 21 → < 30 (?) 20 a 30+ → < 30 (?)

LQD (m): 8 a 11 → < 11 9 a 12 → < 24 (?) 8 a 11 → < 15 (?) 10 a 15+ → < 15 (?)

LFD Extensión máxima de socavación tal que permite la ocurrencia de colgaduras tipo domo. LHD Extensión máxima de socavación tal que permite la ocurrencia de colgaduras tipo medio domo. LQD Extensión máxima de socavación tal que permite la ocurrencia de colgaduras tipo cuarto de domo.

Panek (1982) cita los casos de colgadura en varias minas y tipos de roca, información que se resu-me en Tabla 4.3, y concluye que para efectos prácticos puede considerarse que los valores máxi-mos de las distancias de socavación que permiten colgaduras del tipo domo, medio domo y cuarto de domo tendrían una relación 4:2:1, lo que justificaría el suponer una geometría “domoidal” para estas colgaduras.

Por lo tanto, existe una justificación teórica y, tam-bién, evidencia empírica que permite concluir que sin perjuicio de que se pueda socavar un área tal que genere el inicio del proceso de caving, si el área socavada permanece constante entonces el progre-so del caving en la vertical irá generando una cavi-dad que se hace cada vez más estable y si la co-lumna de roca mineralizada a extraer es suficiente-mente alta se producirá una cavidad estable, con una altura del orden de 0.5 a 1.5 veces la menor ex-tensión basal socavada.

Lo anterior considera solamente el efecto del quie-bre del macizo rocoso, sin considerar la posible pre-sencia de estructuras geológicas mayores que constituyen planos de debilidad. De hecho, es bien conocida en la práctica la sobre-excavación asocia-da a estructuras mayores que definen “catedrales”, cual el caso de los ejemplos que se muestran en Fotografías 4.1 y 4.2.

Luego, si se considera que la propagación del ca-ving corresponde a un tipo de sobre-excavación in-ducida, la cavidad generada por ésta puede ser afectada también por la presencia de estructuras mayores en el macizo rocoso, las cuales pueden delimitar un volumen de roca que hundiría en forma relativamente fácil, ubicado bajo las estructuras, y otro volumen de roca que puede quedar colgado, ubicado por encima de las estructuras, como señala Karzulovic (1999) al evaluar el potencial uso de teoría de bloques para evaluar la propagación del caving.

Fotografía 4.1: Sobre-excavación definida por

estructuras en un túnel en luti-tas (tomada de Hoek & Brown (1980)).



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Obviamente, la formación o no de una cavidad estable definida por estructuras mayores dependerá, al igual que en el caso de macizo “continuo”, de la altura de la columna de roca mineralizada respec-to a la extensión de la socavación basal y del manteo de estas estructuras mayores. Así, en el ejemplo de Figura 4.7 la geometría es tal que el caving progresa hasta alcanzar la superficie, mien-tras que en el ejemplo de Figura 4.8 se produce una cavidad estable debido a la presencia de estas estructuras mayores.

Fotografía 4.2: Sobre-excavación definida por estructuras en un túnel en

diatomitas, Lompoc, California, USA (tomada de Goodman & Shi (1985)).

Figura 4.7: Esquema del caso en que las estructuras mayores no alcanzan a limitar com-

pletamente el progreso del caving, y éste alcanza la superficie (tomada de Kar-zulovic (1999)).



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Además de poder delimitar la evolución del caving, la presencia de estructuras mayores puede también defi-nir bloques críticos o potencialmente críticos, que even-tualmente pueden colapsar o sufrir desplazamientos súbitos, causando daños importantes en el sector pro-ductivo e incluso generar air-blasts17.

Otro aspecto interesante de la propagación en la verti-cal del caving para un área socavada constante es que las paredes de la cavidad tienden a ser subverticales, por lo que cuando la altura de columna es baja y el macizo rocoso poco competente muchas veces se pro-ducen hundimientos tipo chimenea, que alcanzan rápi-damente la superficie.

Esto puede explicarse, como se ilustra en Figura 4.9, por el hecho que los esfuerzos tangentes a la cavidad tienden a generar valores máximos del esfuerzo de corte en planos subverticales, lo que provoca la ruptura del macizo rocoso en estos planos y genera una cavi-dad de paredes subverticales.

17 Un ejemplo a “pequeña escala” sería el bloque cuya caída afectó el XC-Z28/29 del Nivel de Traspaso y Extracción del sector

Teniente Sub 6 el 18.01.1990.

Figura 4.8: Esquema del caso en que las estructuras mayores limitan el progreso del ca-

ving, y éste no alcanza la superficie (tomada de Karzulovic (1999)).

Figura 4.9: Esquema que explica el desa-rrollo de la cavidad del caving según paredes subverticales (tomada de Woodruff (1962)).



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Este fenómeno tiende a ser más notorio en aquellos casos en que el área socavada es pequeña respecto a la altura de la columna de roca, y cuando el macizo rocoso es poco competente y/o exis-te una zona subvertical donde la competencia del macizo cambia en forma notoria. Woodruff (1962) cita los ejemplos de una extracción de material en una formación de pizarras, donde en un año se produjo una chimenea subvertical de 4 m x 8 m de sección y una altura de 270 m; y de la mina Ath-ens, en Michigan, donde la extracción de un bloque adyacente a un dique de diorita generó una chimenea de 575 m, hasta la superficie del terreno.

El hecho que las paredes de la cavidad tiendan a ser subverticales se traduce en que el macizo ro-coso detrás de estas paredes tiende a desplazarse hacia la cavidad con una componente horizontal que puede llegar a ser predominante18, lo que aumenta la solicitación del crown-pillar existente entre el techo de la cavidad y la superficie del terreno y, por otra parte, facilita el fenómeno de subsidencia una vez que se produce la conexión a superficie.

Luego, la evolución del proceso de caving para un área socavada de tamaño dado puede resumirse como sigue: 1. Se socava la base de la columna de roca mineralizada de altura H. 2. Producto de la socavación se genera una cavidad tabular, produciéndose una redistribución

de esfuerzos que facilita el quiebre del macizo rocoso (en una condición favorable para el ini-cio del caving), y define un volumen activo por encima del techo de la cavidad que tiende a desplazarse hacia ésta (i.e. tiende a hundir).

3. En la medida que se va quebrando el macizo rocoso y se extrae mineral el techo de la cavi-dad se va curvando y la misma progresa en la vertical, subiendo respecto al piso de la soca-vación.

4. Como resultado de este proceso la distribución de esfuerzos en la periferia de la cavidad evo-luciona de modo tal que cada vez se hace menos fácil (o más difícil) el progreso del caving.

5. El proceso continúa hasta que: (a) Se logra la conexión a superficie debido a que la columna de roca mineralizada era su-

ficientemente baja como para lograr esta conexión antes de que se produjera una cavi-dad estable, ya sea por efecto de la redistribución de esfuerzos en su contorno y/o por la presencia de estructuras mayores.

(b) La altura de la columna mineralizada era poco mayor que la altura donde se alcanza una cavidad estable (ya sea por efecto de la redistribución de esfuerzos en su contorno y/o por la presencia de estructuras mayores), lo que define un crown-pillar de superficie (surface crown-pillar) que eventualmente puede fallar.

(c) La altura de la columna mineralizada era mayor que la altura donde se alcanza una ca-vidad estable (ya sea por efecto de la redistribución de esfuerzos en su contorno y/o por la presencia de estructuras mayores), lo que define un crown-pillar de superficie (surface crown-pillar) que probablemente será estable.

(d) La altura de la columna mineralizada era mucho mayor que la altura donde se alcanza una cavidad estable (ya sea por efecto de la redistribución de esfuerzos en su contorno y/o por la presencia de estructuras mayores), por lo que se produce una macro-cavidad estable.

Obviamente el ideal es lograr la conexión a superficie, ya que en caso contrario se deja una cavidad de gran tamaño que posteriormente puede sufrir problemas de estabilidad que afecten la infraes-tructura de superficie, por efecto de un súbito desarrollo de subsidencia (e.g. en el caso del colapso de un crown-pillar de superficie), y/o en sectores productivos vecinos o más profundos (e.g. en el caso del súbito desplome de parte del perímetro de esta cavidad).

18 Mientras más altas sean las paredes subverticales de la cavidad generada por el caving mayor será la componente horizontal

de estos desplazamientos.



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Si se desea lograr esta conexión con un área socavada de tamaño limitado resulta de fundamental importancia el definir una altura de columna, H, tal que permita el progreso del caving hasta que se produzca la conexión, o sea:

ChH <

donde hC es la altura a la cual la cavidad generada por la propagación del caving se hace estable y se detiene el progreso del caving en la vertical. Esta altura hC depende de:

• LA COMPETENCIA DEL MACIZO ROCOSO. Mientras más competente sea el macizo roco-so mayor será su resistencia y menor será la altura a la cual se forma una cavidad estable (e.g. con referencia a la Figura 4.9 de página 59 se requerirá mayores esfuerzos de corte pa-ra la propagación vertical de la cavidad).

• EL ESTADO TENSIONAL IN SITU O PRE-MINERÍA. Mientras mayor sea la magnitud de la razón de es-fuerzos, K (definida como la razón entre el esfuerzo horizontal y el es-fuerzo vertical), más rápidamente se logrará una distribución más o me-nos uniforme de esfuerzos de com-presión en el contorno de la cavidad y menor será la altura a la cual se forma una cavidad estable (e.g. ver Tabla 4.2 de página 56).

• EL MANTEO O INCLINACIÓN DE LOS ENTES GEOLÓGICOS MA-YORES. La presencia de fallas geológicas mayores, contactos lito-lógicos y/o diques de distinta com-petencia definen discontinuidades que pueden limitar el progreso en la vertical del caving. Como se ilustra en el esquema de Figura 4.10, mientras mayor sea el manteo o in-clinación de estos entes geológicos mayor será la altura que puede al-canzar la propagación del caving.

• LA MENOR EXTENSIÓN EN PLANTA DE LA SOCAVACIÓN BASAL. A igualdad de otras condi-ciones mientras mayor sea el área socavada mayor será la altura a la cual se forma una cavidad estable, como se ilustra en el esquema de Figura 4.11. La dimensión que de-fine el tamaño del área socavada es su menor extensión en planta (e.g. ver Figura 4.6 de página 55).

ESTRUCTURAS MAYORES DE BAJO MANTEO ESTRUCTURAS MAYORES DE MANTEO EMPINADOESTRUCTURAS MAYORES DE BAJO MANTEO ESTRUCTURAS MAYORES DE MANTEO EMPINADO Figura 4.10: Efecto del manteo de las estructuras mayores

en la propagación vertical del caving, a igual área basal socavada.

b 2b

hC(b)

hC(2b)

b 2b

hC(b)

hC(2b)

Figura 4.11: Efecto de la extensión del área socavada en la

altura que puede alcanzar el caving antes de generar una cavidad estable (se supone que no hay estructuras mayores que pudieran limitar el progreso del caving, por lo que éste se debe únicamente al quiebre del macizo rocoso).



- 62 -

Todo esto se resume en Figura 4.12 y demuestra la importancia que puede tener la correcta selec-ción de la altura de columna a explotar, especialmente si el área a socavar es limitada y/o el estado tensional es desfavorable para el caving y/o existen estructuras mayores eventualmente limitantes del proceso de propagación del caving. Si bien este trabajo se centra en la condición de caving en régimen y la discusión anterior dice relación con el inicio del caving, la misma se incluye para un me-jor entendimiento del proceso global del caving.

Un aspecto adicional dice relación con el tiempo requerido para lograr la conexión a superficie o, si se prefiere, con la velocidad de propagación del caving en la vertical. Esto depende principalmente de la competencia del macizo rocoso y del estado tensional in situ, pudiendo en la práctica conside-rarse dos situaciones típicas: minería en roca secundaria y minería en roca primaria.

Un macizo rocoso secundario está usualmente fracturado y sometido a un estado tensional de mag-nitud baja a media, por lo que el caving progresa en forma relativamente rápida y el proceso de quiebre del macizo rocoso no induce una sismicidad apreciable. En estas condiciones es usual que el caving progrese en la vertical a una tasa media de 0.10 a 0.15 m/día (equivalente a 0.28 a 0.41 ton/m2día), lo que significa que una columna de 150 m de alto se extrae en 3 a 4 años.

Un macizo rocoso primario es masivo y usualmente esta sometido a un estado tensional de magni-tud media a alta, por lo que el caving progresa en forma relativamente lenta y el proceso de quiebre del macizo rocoso induce una sismicidad importante.

b

hC

EXTENSIÓN DEL AREA SOCAVADA, b

MANTEO DE LOS ENTES GEOLOGICOS MAYORES, αααα

COMPETENCIA DEL MACIZO ROCOSO, GSI

ALTU

RA

MAX

IMA

QU

E AL

CAN

ZA E

L C

AVIN

GAN

TES

DE

FOR

MAR

UN

A C

AVID

AD E

STAB

LE

RAZON DE ESFUERZOS IN SITU, K

hC

NOTA: SE SUPONE QUE EL AREASOCAVADA PERMANECECONSTANTE.

b αααα

K

GSI

b

hC




ALTU

RA

MAX

IMA

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ZA E

L C

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GAN

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UN

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STAB

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hC


b

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ALTU

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CAN

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L C

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UN

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b

hC




ALTU

RA

MAX

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CAN

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L C

AVIN

GAN

TES

DE

FOR

MAR

UN

A C

AVID

AD E

STAB

LE


hC



b αααα

K

GSI

Figura 4.12: Esquema que ilustra la variación de la altura máxima que alcanza el caving an-tes de formar una cavidad estable con: la extensión del área socavada, el man-teo de los entes geológicos mayores, la razón de esfuerzos in situ, y la compe-tencia del macizo rocoso.



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Esto obliga a restringir la tasa de extracción mientras no se consiga el fracturamiento de la columna de roca a explotar y la conexión a superficie, ya que de lo contrario la sismicidad inducida puede ser excesiva y eventualmente gatillar la ocurrencia de estallidos de roca. Así, en la condición de inicio de caving se ha debido usar tasas de extracción tan bajas como 0.04 m/día (0.12 ton/m2día), aun-que hoy en día se consideran aceptables tasas de 0.26 a 0.50 ton/m2día para la condición de caving virgen. Una vez lograda la conexión a superficie estas tasas se puedan elevar, considerándose hoy en día aceptables tasas de 0.28 a 0.65 ton/m2día.

Sin perjuicio de todo la discusión anterior respecto a la “conveniencia” de explotar una columna mi-neralizada de altura menor que hC, desde un punto de vista puramente económico el explotar co-lumnas mineralizadas de gran altura es muy atractivo y, hoy en día, el uso de alturas de columna de menos de 100 a 150 m parece poco justificable, excepto en situaciones muy especiales. Luego, en la práctica es frecuente el caso en que se desea explotar una altura de columna mayor que la altura que podría alcanzar el caving asociado a una cierta área inicial socavada, o sea:

) ( socavadainicialareahH C>

En este caso, para conseguir la propagación del caving en la vertical hasta que se produzca la co-nexión a superficie es preciso aumentar la extensión del área socavad inicial, lo que tiene el efecto de aumentar el volumen activo en la dirección de avance de la socavación, como se muestra en el esquema de Figura 4.13. Este incremento del área socavada produce una redistribución de esfuer-zos que genera tracciones y/o zonas de bajo confinamiento en el macizo rocoso por encima del te-cho de la nueva socavación, lo que corresponde a una situación favorable para el quiebre del maci-zo y la apertura de las estructuras19.

Figura 4.13: Efecto del avance del frente de socavación, incrementando el área socavada, en el vo-

lumen activo de roca que tiende a desplazarse hacia la cavidad generada por la soca-vación y el progreso del caving (tomada de Karzulovic et al. (1999)).

19 En otras palabras, el incremento del área socavada tiende a “anular” el “efecto estabilizante” asociado a la formación de una ca-

vidad tipo domo en el área inicialmente socavada, que habría detenido el progreso del caving si el área socavada hubiera per-manecido constante.

��

��

(a) Volumen activo cuando el caving se

propaga sin incremento del área soca-vada.

��

��

AVANCE DE LA SOCAVACION

��

��

��

AVANCE DE LA SOCAVACION

(b) Volumen activo cuando se produce un

incremento del área socavada.



- 64 -

Este proceso de incorporación de área puede ir progresando hasta lograr un área socavada acumu-lada de tamaño tal que posibilite la explotación de una altura de columna bastante alta; sin embargo, debe tenerse presente que, al igual que la tasa de extracción, la tasa de incorporación de área so-cavada debe considerar ciertas restricciones.

En el caso de minería en roca secundaria la sismicidad inducida no es un proble-ma, pero una tasa excesiva de incorpora-ción de área socavada puede llevar a una mala operación del sector productivo, ge-nerando una extracción irregular que eventualmente puede gatillar la ocurren-cia de colapsos en el Nivel de Producción debido a la compactación del mineral quebrado, el cual forma arcos que trans-miten cargas importantes a los pilares del Nivel de Producción, como se ilustra en el esquema de Figura 4.14. cabe señalar que Panek (1982) indica que esta com-pactación del mineral quebrado, si no se extrae adecuadamente puede ocurrir me-nos de un mes después de la socavación.

Una vez iniciado, un colapso de este tipo puede extenderse y provocar la pérdida de numerosos puntos de extracción, afectando áreas del orden de 5.000 m2 o incluso mayores.

En el caso de minería en roca primaria la sismicidad inducida puede llegar a ser un problema impor-tante, por lo que debe imponerse restricciones a la tasa de incorporación de área socavada, las cua-les dependen de la condición geomecánica del sector y, también, del método de explotación (ver discusión respecto a las distancia límites para las distintas variantes de panel caving en el Capítulo 3 de este trabajo).

En base a la experiencia de Mina El Teniente es posible establecer una tendencia entre las tasas permisibles de extracción, la altura de columna y el tamaño de la malla de extracción, como se muestra en Figura 4.15 de página siguiente. Si bien esta relación empírica presenta una serie de limitaciones, siendo quizás la más importante no incluir el efecto de la extensión del frente de soca-vación roca primaria, es claro que a mayor altura de columna de roca primaria menores serán las tasas permisibles para el incremento del área socavada.

Pese a todo lo anterior, con tasas adecuadas de incorporación de área socavada y de extracción de mineral es posible “guiar” el progreso del caving, tanto en planta como en la vertical, de modo de lo-grar la conexión de la cavidad a superficie, logrando así un cambio muy importante en la condición cinemática y de esfuerzos en el volumen activo:

• Al inicio del caving se tiene una condición de tracción o bajo confinamiento en el techo de la socavación y de concentraciones de esfuerzos (abutment stress) en los extremos de la mis-ma, el volumen activo se ubica por encima del techo de la socavación y puede desplazarse sólo verticalmente hacia abajo. Esta condición es favorable para el quiebre del macizo rocoso y el progreso en la vertical del caving, por lo que la sismicidad inducida tiende a ubicarse por encima del techo de la cavidad y no debería ser excesiva (sin perjuicio del hecho que si el abutment stress es excesivo podrían ocurrir también eventos sísmicos en la zona de los ex-tremos de la socavación).

• En la medida que progresa el caving en la vertical el techo de la cavidad se va curvando y la situación se va haciendo cada vez menos favorable para el progreso del caving, por lo que el quiebre del macizo rocoso requiere mayor energía y comienza a aumentar la magnitud de la sismicidad inducida por encima del techo de la cavidad.

Figura 4.14: Esquema que ilustra la transmisión de cargas

importantes a los pilares del Nivel de Produc-ción debido a la compactación del mineral que-brado, producto de una mala extracción (toma-da de Woodruff (1962)).



- 65 -

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CONVENCIONAL CONVENCIONAL CONVENCIONAL MINERIA SOCAVACION VIRGEN CON CARA LIBRE EN REGIMEN EXPERIMENTAL PREVIA / AVANZADA

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CARACTERISTICAS DEL CAVING

HA SUFRIDOESTALLIDOS

DE ROCA

NO HA SUFRIDOESTALLIDOS

DE ROCA

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0 5 10 15 20COLUMNA ROCA PRIMARIA / ANCHO EQUIVALENTE MALLA EXTRACCION

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

5000

TASA

DE

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2 / m

es )

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TEN SUB 6

TEN SUB 6

TEN 3 ISLA HP��

ESMERALDA

TEN 4 SURSECTOR B

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TEN 4REGIMIENTO

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ESMERALDA

TEN 4 SURSECTOR B

ALTO RIESGODE SUFRIR

ESTALLIDOSDE ROCA

BAJO RIESGODE SUFRIR

ESTALLIDOSDE ROCA

Figura 4.15: Relación empírica entre la tasa de socavación, la altura de la columna de roca primaria, el ancho equivalente de la malla de extracción (definido como la raíz cuadrada del área de influencia de los puntos de extracción) y el riesgo de su-frir estallidos de roca en Mina El Teniente (tomada de Karzulovic et al. (1998)).



- 66 -

• Para propagar el caving se incrementa el área socavada y el área en extracción, lo que permi-te una redistribución de esfuerzos que una vez más es favorable para el quiebre del macizo rocoso, creciendo lateralmente el volumen activo y pudiendo desplazarse vertical y también, en las paredes de la cavidad, horizontalmente. Con tasas adecuadas de incorporación de área socavada y de extracción la sismicidad inducida puede mantenerse dentro de márgenes aceptables; sin embargo, mientras no se logre la conexión a superficie el crown-pillar sobre el techo de la cavidad limita los desplazamientos horizontales del macizo rocoso y, al mismo tiempo, está cada vez más solicitado, lo que eventualmente puede generar eventos sísmicos de magnitud importante.

• Una vez que se produce la ruptura de este crown-pillar se logra la conexión de la cavidad a superficie, lo que aumenta el volumen activo y facilita la ocurrencia de desplazamientos hori-zontales del mismo, facilitando el quiebre del macizo rocoso y generando una condición de sismicidad inducida mucho más benigna que la existente hasta antes de la conexión a super-ficie. Esto puede explicarse fácilmente si se considera que antes de la conexión el volumen activo se encontraba en una condición similar a la del macizo rocoso en la periferia de una excavación subterránea, o sea en condición confinada y de ruptura no fácil; mientras que después de la conexión el volumen activo vecino a ésta se encuentra en una condición similar a la de un talud empinado y cuya base a sido socavada, o sea en condición desconfinada y de ruptura fácil.

• En la medida que continua el proceso de extracción e incorporación de área socavada y en extracción aumenta el tamaño de la conexión a superficie y las paredes de la cavidad co-mienzan a hacerse menos empinadas en su parte superior, debido a que el macizo rocoso comienza a fallar en forma similar al caso de un talud. En esta condición se produce un rápi-do aumento del perímetro de la cavidad generada en superficie, o cráter de subsidencia.

• En esta etapa post-conexión a superficie ocurre un periodo transiente en que un aumento del área socavada y en extracción afecta al sector donde se produjo la conexión inicial a superfi-cie, pero cuando el área conectada es suficientemente grande se logra una condición perma-nente o “en régimen”, en la cual se logra un área en extracción que ya no es afectada por un incremento del área socavada y en extracción.

Todo este proceso se resume en Figura 4.16 de página siguiente, y el mismo permite definir las si-guientes etapas o condiciones para una minería por caving:

1. INICIO DEL CAVING, correspondiente a la condición existente inmediatamente después de la socavación del área inicial que entrará en producción (debe recordarse que dependiendo de la variante de panel caving los frentes de socavación y de extracción pueden ser diferir).

2. CAVING VIRGEN O SIN CONEXIÓN A SUPERFICIE, correspondiente a la condición en que el caving progresa en la vertical y/o en planta, pero no se ha producido la conexión a superfi-cie y existe un crown-pillar entre el techo de la cavidad y la superficie.

3. CONEXIÓN A SUPERFICIE, correspondiente a la condición en que se produce la ruptura del crown-pillar que existía sobre el techo de la cavidad y ésta se conecta a la superficie. Esta etapa es especialmente importante porque define un cambio sustantivo en la forma, cinemáti-ca y modo de ruptura del volumen activo.

4. CAVING TRANSIENTE, correspondiente a la condición en que ya se ha logrado la conexión a superficie pero el proceso de progreso del caving todavía es afectado o “siente” un incremen-to del área socavada y en extracción.

5. CAVING PERMANENTE O EN RÉGIMEN, correspondiente a la condición en que ya se ha logrado la conexión a superficie y en el sector considerado el proceso de caving no es afecta-do o “no siente” un incremento del área socavada y en extracción.



- 67 -

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ZONA DEABUTMENT

STRESS

VOLUMENACTIVO

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ZONA DEABUTMENT

STRESS

VOLUMENACTIVO

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AVANCEDE LA

SOCAVACION

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VOLUMENACTIVO

CAVING SIN CONEXIÓNA SUPERFICIE

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AVANCEDE LA

SOCAVACION

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VOLUMENACTIVO

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AVANCEDE LA

SOCAVACION

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VOLUMENACTIVO


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CROWN-PILLAR

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VOLUMENACTIVO


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CROWN-PILLAR

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VOLUMENACTIVO


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VOLUMENACTIVO

CAVING TRANSIENTE

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VOLUMENACTIVO

CAVING TRANSIENTE

INICIO DE CAVING CAVING VIRGEN O SIN CONEXIÓN A SUPERFICIE CONEXIÓN A SUPERFICIE

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VOLUMENACTIVO

CAVING TRANSIENTE

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VOLUMENACTIVO

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VOLUMENACTIVO

CAVING TRANSIENTE

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�� CAVING TRANSIENTE

CAVINGEN

REGIMEN ��

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CAVINGEN

REGIMEN

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CAVINGEN REGIMEN

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CAVINGEN REGIMEN

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CAVING EN REGIMEN

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CAVING EN REGIMEN

CAVING TRANSIENTE CAVING EN RÉGIMEN & CAVING TRANSIENTE

Figura 4.16: Esquema de las distintas etapas o condiciones que presenta el caving durante el progreso de una minería mediante panel caving; desde la condición de inició de caving, o inmediatamente después del de-sarrollo de la socavación basal, hasta la condición en que se tiene un sector importante con caving en régimen, el cual no es afectado por incrementos adicionales del área socavada y en extracción.



- 68 -

Después de esta discusión sobre la mecánica del caving, en lo que sigue de este trabajo se discuten los efectos de una minería por panel caving en roca primaria, con énfasis en el proceso de “desar-me” del macizo rocoso.

Luego se estudia el efecto de la altura de columna mineralizada a explotar, mediante modelos nu-méricos de tipo genérico pero representativos de la condición típica o predominante en El Teniente, suponiendo que se ha logrado una condición de caving en régimen, conforme con los requeri-mientos de División El Teniente al inicio de este estudio.



- 69 -

5 EFECTOS DE UNA MINERÍA POR PANEL CAVING

CONSIDERACIONES GENERALES

Como ya se discutió en la sección anterior, una minería por panel caving genera una cavidad que produce un cambio en el estado tensional y posibilita la ocurrencia de desplazamientos del macizo rocoso hacia ésta, todo lo que se traduce en el activamiento de estructuras geológicas y en el quie-bre del macizo rocoso, lo que genera sismicidad y se traduce finalmente en el “desarme” del macizo rocoso, permitiendo así la extracción de mineral quebrado desde el Nivel de Producción.

CAMBIOS EN EL ESTADO TENSIONAL

Como se discutió en la sección anterior, en la medida que se desarrolla la cavidad que produce el caving el estado tensional en la periferia de la misma evoluciona (e.g. ver Tabla 4.2 de página 56), pero uno de los aspectos más conspicuos de la redistribución de esfuerzos que genera el desarrollo de la cavidad que produce el caving dice relación con la concentración de esfuerzos que se produce en la vecindad del frente de socavación, la cual comúnmente se conoce como “abutment stress” y afecta la llamada “zona de abutment stress”.

Obviamente esta zona de abutment stress evoluciona en la medida que progresa el caving y presen-ta características distintas en las distintas etapas de la evolución del caving, como se ilustra en Fi-gura 5.1 de página siguiente. Al respecto, deben considerarse al menos las siguientes etapas o condiciones para caracterizar el abutment stress:

• Socavación pura o condición de inicio del caving.

• Avance de la socavación con extracción y progreso del caving, antes de que se logre la co-nexión a superficie.

• Momento en que se logra la conexión a superficie.

• Avance de la socavación con extracción y progreso del caving, cuando ya se ha logrado la conexión a superficie pero todavía no se tiene una condición de caving en régimen.

• Avance de la socavación con extracción y progreso del caving, cuando ya se ha logrado una condición de caving en régimen.

Esta última etapa es la que interesa en este trabajo y la misma resulta relevante, porque una vez que se alcanza la condición de caving en régimen las características de la zona de abutment stress permanecerán sin mayores cambios mientras no cambie el ambiente geológico-geotécnico (inclu-yendo la topografía de superficie y la morfología del contacto primario secundario.

En otras palabras, antes de que se logra la condición de caving en régimen un avance del frente de socavación20 no solo produce avance de la zona de abutment stress sino que también puede produ-cir cambios en la magnitud y orientación del esfuerzo principal mayor en la zona de abutment stress, en la extensión de esta zona y en su geometría tridimensional.

Por otra parte, una vez que se logra la condición de caving en régimen, un avance del frente de so-cavación solo se traducirá en un avance de la zona de abutment stress, sin que cambie mayormente la magnitud del abutment stress, ni la extensión, ni la geometría tridimensional de la zona de abut-ment stress (a menos que se produzcan cambios en el escenario geológico-geotécnico).

20 Evidentemente esto supone que la geometría del frente de socavación no se modifica en la medida que éste avanza.



- 70 -

Figura 5.1: Variación de la zona de abutment stress durante la evolución de una minería por panel caving (supone que el estado tensional in situ queda definido por un esfuerzo principal mayor horizontal y un esfuerzo principal menor vertical).

(b) Zona de abutment stress en la condición de avance de la socavación con extracción y

progreso del caving, antes de que se logre la conexión a superficie.

(a) Zona de abutment stress en la condición de socavación pura o inicio del caving.

(d) Zona de abutment stress en la condición de avance de la socavación con extracción y

progreso del caving, cuando se ha logrado el caving en régimen.

(c) Zona de abutment stress en la condición de avance de la socavación con extracción y

progreso del caving, cuando ya se ha logrado la conexión a superficie pero todavía no se tiene caving en régimen.



- 71 -

La magnitud del abutment stress y la extensión de la zona de abutment stress depende de las ca-racterísticas del estado tensional in situ o pre-minería, del macizo rocoso y las estructuras geológi-cas, de la geometría de la cavidad generada por el caving y de la actividad minera (aunque el factor tiempo es difícil considerar explícitamente en los análisis geotécnicos).

El estado tensional in situ en el Yacimiento El Teniente puede considerarse relativamente bien ca-racterizado, debido a que División El Teniente ha efectuado numerosas mediciones del estado ten-sional in situ que permiten, como se ilustra en Figuras 5.2 y 5.3 de páginas siguientes, considerar que el esfuerzo vertical es de tipo gravitacional (i.e. varía linealmente con la profundidad), y el es-fuerzo horizontal queda definido por una razón de esfuerzos, K, que varía entre 1.2 y 1.6, en la di-rección EW, y entre 1.0 y 1.4 en la dirección NS. En términos de la magnitud de este estado tensio-nal in situ puede señalarse que el mismo sería de magnitud media o moderada, por lo menos hasta el Nivel Teniente 8, sin alcanzar las magnitudes que existen en algunas minas sudafricanas profun-das o, incluso, muy profundas.

El macizo rocoso en Mina El Teniente es, en los sectores que hoy interesan, primario, masivo a muy masivo y competente a muy competente. Conforme con esto, y sin perjuicio de la Sección 6 de este informe, en principio puede suponerse un comportamiento elástico del macizo rocoso a escala glo-bal o de un sector productivo21.

En Mina El Teniente las estructuras geológicas predominantes a escala global o de un sector pro-ductivo son subverticales o de manteo empinado, tienen espaciamientos típicos de más de 50 m, y potencias típicas no mayores que centimétricas aunque con rellenos eventualmente débiles.

Conforme con todo esto, una vez que se alcanza la condición de caving en régimen pueden esti-marse las siguientes características generales para el abutment stress y la zona de abutment stress en la condición típica de Mina El Teniente:

• La zona de abutment stress, a la elevación del Nivel de Socavación, tendrá una extensión en el rango de 0.15 a 0.35 veces la altura media de la columna mineralizada a explotar. Esta ex-tensión podría ser menor si hay estructuras geológicas mayores dentro de la extensión de la zona de abutment stress y orientadas en forma subparalela a la orientación del frente de so-cavación.

• La magnitud máxima de la componente vertical del abutment stress podría alcanzar valores típicos del orden de 2 a 3 veces el esfuerzo vertical in situ, siendo mayor esta magnitud si hay estructuras geológicas mayores dentro de la extensión de la zona de abutment stress y orien-tadas en forma subparalela a la orientación del frente de socavación.

• Como una PRIMERA APROXIMACIÓN pueden utilizarse las relaciones siguientes para esti-mar las características típicas de la zona de abutment stress:

(MPa) zVAS ×≈ 070.σ

(m) HdAS ×≈ 250.

donde σVAS es la magnitud máxima del esfuerzo vertical en la zona de abutment stress (en MPa), dAS es la extensión de la zona de abutment stress por delante del frente de socavación a la elevación del UCL (en m), z es la profundidad del Nivel de Socavación (en m), y H es la altura media de la columna sólida mineralizada a extraer (en m). En el caso que haya estruc-turas geológicas mayores, subparalelas al frente de socavación y a distancias de éste meno-res que dAS, se recomienda incrementar un 25% el valor de σVAS.

21 Sin perjuicio de que a nivel local o a menor escala el macizo pueda presentar comportamiento no elástico (e.g. en la vecindad

inmediata de la cavidad generada por el caving, a nivel de galerías, en pilares, etc.).



- 72 -

Magnitud del Esfuerzo Vertical, σσσσz ( MPa )

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70

Prof

undi

dad,

z

( m )

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

2400

2600

2800

3000

σσσσv = 0.027 zAustraliaCanadaUSAEscandinaviaSud AfricaOtras RegionesMina Río BlancoTeniente Sub 6Teniente 5Teniente 6Teniente 7Teniente 7TTen 3 Isla HPSector Esmeralda

Figura 5.2: Comparación de los valores del esfuerzo vertical medido en distintos secto-

res de Mina El Teniente con valores medidos en la Mina Río Blanco y, también, con valores reseñados por Hoek & Brown (1980) (tomada de Kar-zulovic et al. (1999)).

Valor Medio de la Razón de Esfuerzos, K

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0

Prof

undi

dad,

z

( m )

0

250

500

750

1000

1250

1500

1750

2000

2250

2500

2750

3000

K

= (

100

/ z

) +

0.3

K =

( 1

500

/ z )

+

0.5

AustraliaCanadaUSAEscandinaviaSud AfricaOtras RegionesMina Río BlancoTeniente Sub 6Teniente 5Teniente 6Teniente 7Teniente 7TTen 3 Isla HPSector Esmeralda

Figura 5.3: Comparación del valor medio de la razón de esfuerzos, K, medido en distintos

sectores de Mina El Teniente con valores medidos en la Mina Río Blanco y, también, con valores reseñados por Hoek & Brown (1980) (tomada de Karzulo-vic et al. (1999)).



- 73 -

Sin perjuicio del hecho que, como ya se ha señalado, la zona de abutment stress tiene una geome-tría tridimensional, la práctica minera usual es definir esta zona en términos de su extensión horizon-tal o ancho y de la magnitud máxima que podría alcanzar el abutment stress. En Tabla 5.1 de pági-na siguiente se presentan algunas definiciones para caracterizar esta zona de abutment stress.

En una minería por panel caving convencional el avance de esta zona de abutment stress afecta las labores del Nivel de Producción y puede provocar daños, eventualmente importantes, en los pilares y disminuir la condición de estabilidad de dichas labores. De hecho, en Mina El Teniente se ha ob-servado que esta es una de las principales causas de daño en el Nivel de Producción, producto de lo cual se suele definir “franjas de seguridad”, donde las labores del Nivel de Producción deben con-tar con fortificación definitiva (i.e. construcciones realizadas) antes del paso del frente de hundimien-to. Por otra parte, si se considera el hecho que la geometría de la zona de abutment stress es real-mente tridimensional deben definirse distancias permisibles para los distintos niveles del layout mi-nero. En Tabla 5.2 de página subsiguiente se resumen el estado de la práctica en Mina El Teniente respecto a estas distancias permisibles y franjas de seguridad.

Resulta evidente que la magnitud de estas distancias permisibles, así como de las franjas de segu-ridad dependen de la altura de la columna mineralizada sólida a extraer, por lo que éste es uno de los aspectos que se estudia –en base a modelos numéricos- en este trabajo, presentándose una discusión detallada al respecto en la Sección 9 de este informe, para el caso de caving en régimen.

Además de la zona de abutment stress el desarrollo del caving genera también zonas de concentra-ción de esfuerzos en el crown-pillar que se forma, antes de que se logre la conexión a superficie, en-tre el techo de la cavidad generada por el caving y la superficie, así como zonas traccionadas o con un bajo confinamiento en el perímetro de la cavidad y, también, por debajo del piso de la socava-ción. Sin embargo, cuando se logra la conexión a superficie y se tiene caving en régimen des-aparecen estas zonas adicio-nales de concentración de es-fuerzos, donde la ruptura del macizo rocoso ocurre en condición “forzada”, y aumen-ta sustancialmente la exten-sión de las zonas trac-cionadas o con bajo confi-namiento, lográndose una si-tuación similar a la existente en los taludes rocosos, donde el macizo rocoso está poco confinado y en una condición tal que se facilita su desarme. Esto se ilustra en el esquema de Figura 5.2. Luego, para los fines de este trabajo inter-esa evaluar el efecto de la al-tura de columna en la exten-sión, tanto en la horizontal como en la vertical, de la zona de abutment stress y de las zonas desconfinadas o traccionadas que ocurren una vez que se tiene caving en régimen (no hay zonas “adicionales”). Esto se trata en la Sección 9 de este informe.

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ZONA DECONCENTRACION

DE ESFUERZOS

ZONA DEABUTMENT

STRESS

ZONA DE TRACCIONES ODE BAJO CONFINAMIENTO

CAVING SIN CONEXIÓN A SUPERFICIE

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ZONA DEABUTMENT

STRESS


CAVING CONECTADO A SUPERFICIE Y EN RÉGIMEN

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DE ESFUERZOS

ZONA DEABUTMENT

STRESS



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DE ESFUERZOS

ZONA DEABUTMENT

STRESS



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DE ESFUERZOS

ZONA DEABUTMENT

STRESS



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ZONA DEABUTMENT

STRESS



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ZONA DEABUTMENT

STRESS



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Figura 5.2: Zonas de concentración de esfuerzos (en rojo) y de tracción o bajo confinamiento (en amarillo), en distintas condiciones de ca-ving.



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Tabla 5.1 ALGUNAS EVALUACIONES DE LA ZONA DE ABUTMENT STRESS

Mina o Sector Productivo

Método de Explotación Zona de Abutment Stress Comentarios Referencia

Henderson Colorado

USA Panel Caving

Se producen incrementos de hasta 32.5 MPa en el esfuerzo horizontal, y de hasta 15 MPa en el esfuerzo vertical. La extensión de la zona de abutment stress alcanza hasta 70 m.

El esfuerzo principal in situ tenía una magnitud de 40.7 MPa, una inclinación de 38º y un azimut de 321º.

Brumleve & Maier (1981)

Questa Mine New Mexico

USA Block Caving

La zona de abutment stress tiene una extensión de hasta 125 m, pero es más notoria en los primeros 50 a 75 m. Se producen incrementos en el esfuerzo vertical de hasta unos 20 MPa en el Nivel de Produc-ción, y de 7 MPa en el Haulage.

El esfuerzo vertical in situ es del orden de 10 MPa.

Agapito & Shoemaker (1987)

Ten 4 Sur LHD Mina El Teniente

CHILE Panel Caving

Se produce principalmente en una zona de ± 10 m respecto a la posición del frente de socavación. Se producen incrementos del orden del 55% respecto al valor del esfuerzo in situ, además de un cambio del orden de 20º en la inclinación de los esfuerzos prin-cipales.

Bravo (1987) concluye que los resultados de las mediciones de esfuerzos concuerdan con el daño en la fortificación de concreto y con medidas de convergencia en el mismo sitio.

Bravo (1987)

Línea 16-17, II Panel Mina Río Blanco

CHILE Block Caving

Se supuso que en la zona de abutment stress se po-dían producir incrementos de unos 10 MPa en el es-fuerzo vertical, pero que la presencia de estructuras geológicas desfavorablemente orientadas podía ge-nerar incluso mayores concentraciones de esfuerzos.

Esta suposición se apoyó en resultados de mediciones de cambios de esfuerzos en pila-res de otros sectores del II Pa-nel.

Karzulovic et al. (1992)

Premier Mine Sudáfrica

Panel Retreat Caving

En la zona de abutment stress se han medido esfuer-zos de 10 a 26 MPa, en el Nivel de Producción, y de 12 a 29 MPa en el UCL.

Modelos numéricos muestran una magnitud de 30 MPa para el abutment stress.

Bartlett (1992)

Ten 4 Sur LHD Mina El Teniente

CHILE Panel Caving La zona de abutment stress afectaría una faja de

unos 30 m por delante del frente de socavación.

En base al daño observado en las viseras y los puntos de ex-tracción.

Rojas et al. (1992)

Ten 3 Isla Extensión Martillos

Bloques I13-I14 Mina El Teniente

CHILE

Panel Caving

La zona de abutment stress produce máximas con-centraciones de esfuerzos en el Nivel de Producción a unos 30 m por delante de la posición del frente de socavación en el UCL. La zona comprometida puede alcanzar una extensión de 60 m.

En base a observaciones de la sobre-excavación de las labo-res del Nivel de Producción.

Karzulovic (1993)

Ten 3 Isla HP Bloques

I11-I12-I15-I16 Mina El Teniente

CHILE

Panel Caving con Socavación Previa

La zona de abutment stress produce máximas con-centraciones de esfuerzos en el UCL-2 del orden de 50 a 60 MPa por delante de la posición del frente de socavación. La zona comprometida puede alcanzar una extensión de 80 m, pero los máximos esfuerzos ocurren en los primeros 40 m.

En base a mediciones de esfuerzos y en observaciones de la sobre-excavación y daños en las labores del Nivel de Socavación.

Información proporcionada por P. Cavieres para

este trabajo

Panel Caving Convencional

La zona de abutment stress produciría incrementos en la magnitud del esfuerzo principal mayor en las siguientes zonas : 10 m debajo del UCL y 10 m detrás del frente de socavación; 15 m debajo del UCL y 7 m adelante del frente de socavación; 15 m debajo del UCL y 25 m adelante del frente de socavación (resul-tados de modelos). Sector Esmeralda

Mina El Teniente CHILE

Panel Caving con Socavación Avanzada

Se registraron incrementos de esfuerzos de 20 a 30 MPa en la magnitud del esfuerzo principal mayor en el UCL, por delante del frente de socavación; y de 20 a 40 MPa por detrás del frente de socavación, en los Niveles de Acarreo y Producción. La zona de abut-ment stress alcanza hasta unos 60 a 80 m por delan-te del frente de socavación en el UCL.

Estas conclusiones se basan en los resultados de modelos de elementos finitos y, también, en la interpretación de medi-ciones de esfuerzos realizadas por División El Teniente..


este trabajo

Panel Caving Convencional

La zona de abutment stress es mas notoria en una faja de unos 40 a 60 m por delante del frente de hun-dimiento, y la concentración de esfuerzos puede du-plicar o, eventualmente, triplicar el esfuerzo vertical in situ. Por eso se considera una faja de 70 m con forti-ficación definitiva por delante del frente.

Mina El Teniente CHILE

Panel Caving con Socavación Avanzada

La zona de abutment stress es mas notoria en una faja de unos 20 a 40 m por delante del frente de so-cavación, y la concentración de esfuerzos puede du-plicar o, eventualmente, triplicar el esfuerzo vertical in situ. Por otra parte, se considera como máximo per-misible una distancia de unos 80 m entre los frentes de socavación y de extracción, considerando una zona de preparación de 55 a 60 m por delante del frente de extracción.

Estas conclusiones tratan de resumir los resultados de mo-delos numéricos, observacio-nes de sobre-excavación y evaluaciones retrospectivas desarrolladas por diversos au-tores en Mina El Teniente.

Karzulovic (1997)

Rojas & Cavieres (2001)

Teniente Sub 6 Mina El Teniente

CHILE Panel Caving

La zona de abutment stress alcanza extensiones de 60 a 80 m, pero las máximas magnitudes ocurren en los primeros 30 m, donde se alcanzan esfuerzos ver-ticales en el rango de 40 a 70 MPa.

Se consideró los resultados de mediciones de esfuerzos, so-bre-excavación de labores y la condición de los pilares del Nivel de Producción.


este trabajo



- 75 -

Tabla 5.2

DISTANCIAS PERMISIBLES Y FRANJA DE SEGURIDAD PRACTICA ACTUAL EN MINA EL TENIENTE

Distancia Respecto al Frente de Socavación (m) Sector Productivo

o Proyecto Método Frente de Extracción

Frente de Desarrollo

Franja con Fortificación

Definitiva

Referencia

Esmeralda (Fw) Socavación Previa 60

Esmeralda (Centro-Hw) Socavación Previa y/o Avanzada 80

22.5 Rojas et al. (2000)

PL-I-154/2000 Karzulovic et al(1998)

Proyecto Reservas Norte Socavación Previa y/o Avanzada 75 a 105 30 a 45 PL-I-154/2000

PL-I-155/2000

Proyecto Pipa Norte 110 PL-360/1999 PL-I-50/1999 PL-I-155/1999

Proyecto Diablo-Regimiento (Sur) 80

Proyecto Diablo-Regimiento

(Hw, Centro y Fw)

Socavación Avanzada

100

30 a 40 PL-360/1999 PL-I-50/1999 PL-I-154/2000

ACTIVAMIENTO DE ESTRUCTURAS

La redistribución de esfuerzos que produce el desarrollo del caving se traduce en un activamiento de estructuras, el cual puede ocurrir de las siguiente formas:

• Como las estructuras tienen una resistencia a la tracción que es prácticamente nula, en las zonas donde se producen tracciones las estructuras se abren en forma relativamente fácil.

• En las zonas donde no hay tracción pero el confinamiento es bajo también se produce la falla de las estructuras geológicas, la cual puede resultar “acoplada” a una falla del macizo rocoso en condición de bajo confinamiento si las estructuras son subverticales (e.g. ver Cook (1979)).

• En aquellas zonas donde el esfuerzo de confinamiento es importante la falla de las estructu-ras sólo puede ocurrir por corte, cuando los esfuerzos de corte en el plano de la estructura exceden la resistencia de ésta.

Una vez que se produce el activamiento de una estructura geológica se produce un nuevo cambio en el campo de esfuerzos en la vecindad de la zona donde se produjo el activamiento; lo que, si se dan las condiciones adecuadas, puede generar el activamiento de estructuras adyacentes y una aceleración de la propagación del caving o, si hay puentes de roca en condición de resistir, llevar a una condición local de detención del progreso del caving al cambiar el modo de falla de una falla por estructura a una falla por el macizo rocoso.

Cabe señalar que el activamiento de una estructura que se encontraba sellada también genera sis-micidad y, dependiendo de la extensión de la ruptura, esta sismicidad puede llegar a ser importante. Otra consideración importante es que la falla local o de parte de una estructura puede generar una condición de “riesgo latente”, ya que la parte de la estructura que aún permanece sellada podría quedar sujeta a una condición de esfuerzos más desfavorable y encontrarse en “equilibrio límite”, pudiendo fallar en forma súbita ante un cambio menor en el estado tensional.



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Quizás el aspecto más importante del activamiento de las estructuras, para los fines de este trabajo, dice relación con el hecho que una vez que se alcanza la condición de caving en régimen se tiene una condición similar a la de un talud rocoso, donde las estructuras están poco confinadas y tienden a facilitar la ocurrencia de “deslizamientos” de masas de roca hacia la cavidad generada por el ca-ving, facilitando la propagación lateral del caving y activándose en forma relativamente “fácil”, por lo que la sismicidad asociada a estos activamientos de estructuras disminuye sustancialmente respec-to a la condición de caving virgen.

Así, en la condición de inicio de caving el rol de las estructuras subhorizontales resulta fundamental para que se propague el caving, pero una vez que se alcanza la condición de caving en régimen el rol de las estructura más empinadas se hace más importante, especialmente si éstas mantean hacia la cavidad generada por el caving (i.e. en forma similar a lo que ocurre en los taludes roco-sos).

SISMICIDAD INDUCIDA

Como ya se ha indicado, el caving requiere el activamiento de las estructuras y el quiebre del maci-zo rocoso, lo que genera eventos sísmicos. Estos eventos sísmicos están así íntimamente ligados a la actividad minera, y conforme con esto División El Teniente ha desarrollado una metodología pa-ra evaluar este efecto en términos del llamado índice de actividad minera, que considera el proceso de sismicidad inducida y permite tomar en cuenta los efectos de la socavación y de la extracción (e.g. ver Dunlop & Gaete (1999)).

En Anexo A se presenta un resumen del desarrollo de este índice de actividad minera y de su nivel actual de aplicación en Mina El Teniente, pero para los efectos de este trabajo cabe señalar lo si-guiente:

• Una vez que se logra la conexión a superficie y se alcanza una condición de caving en régi-men la sismicidad inducida por la minería se hace más benigna.

• Básicamente esto se debe a que se pasa de una condición en que el quiebre del macizo ro-coso ocurre en condición confinada (típica de las fallas en excavaciones subterráneas), a una condición que en que este quiebre ocurre en condición de poco confinamiento (típica de los taludes rocosos).

• Lo anterior permite señalar que el alcanzar una condición de caving en régimen es “equivalen-te” a lograr una reducción de la resistencia del macizo rocoso que conforma la pared de la ca-vidad generada por el caving. Como ejemplo de esto puede citarse el hecho que el bien co-nocido criterio de Hoek-Brown considera dos tipos de relación para “escalar” la resistencia del macizo rocoso: en el caso de macizos confinados o trabados (cual sería el caso de caving virgen) se tiene una mayor resistencia, a igual calidad geotécnica e idénticas características de la roca “intacta”, que en el caso de macizos no confinados o pobremente trabados (cual sería el caso de caving en régimen).

Conforme con lo anterior, puede señalarse que el problema de la sismicidad inducida por la minería puede hacerse menos importante cuando se tiene una condición de caving en régimen; sin perjuicio del hecho que en la zona de abutment stress si podría seguir ocurriendo una sismicidad importante y/o que cambios en el escenario geológico-geotécnico generen una situación eventualmente más desfavorable.



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DESARME DEL MACIZO ROCOSO

Conforme con el modelo geomecánico del macizo rocoso primario que se presenta en la Sección 6 de este informe, Karzulovic (1997) propone el siguiente modelo conceptual para la propagación del caving dado que existe una cierta área basal socavada y se parte de una condición de caving virgen:

1. El macizo rocoso corresponde a un arreglo de bloques cuya geometría y distribución de ta-maños queda definido, a diversas escalas, por las estructuras geológicas.

2. Para un área abierta dada, las estructuras mayores que pueden limitar la propagación del ca-ving son estructuras de extensión igual o mayor a la del área abierta, y las estructuras de me-nor extensión son las que deben considerarse en la definición de la resistencia (conforme con lo expuesto en la sección anterior) del macizo rocoso que se “desarmará” debido al progreso del caving. En la práctica esto significa que las estructuras mayores que pueden limitar el crecimiento del caving son de orden 3 o menor, y las estructuras que deben considerarse pa-ra definir la resistencia del macizo rocoso son de orden 5 y 4, de acuerdo a la caracterización de Pusch (1994).

3. Si el área basal abierta es suficiente para que se inicie el caving, comenzará a producirse el “desarme” del macizo rocoso, el cual se ve facilitado por la zona de bajo confinamiento que se produce por encima del área socavada.

4. En la medida que se extrae el mineral continuará el progreso del caving, aumentando el vo-lumen de la cavidad que éste genera (si no se extrajera el mineral el esponjamiento del mate-rial quebrado podría provocar el llenado de la cavidad, deteniendo el progreso del caving).

5. Si la altura de la columna de roca y la posición y manteo de las estructuras mayores es tal que éstas no alcanzan a limitar completamente el progreso del caving, entonces éste conti-nuará hasta que se produzca la conexión a superficie (ver Figura 4.7 en página 58). Una vez que se produce esta conexión, cambia la condición que define la estabilidad de las paredes de la cavidad y éstas se hacen equivalentes a taludes de pendiente negativa (la superficie del terreno actúa como otra cara libre, aumentando el EP22 y por ende la plausibilidad de ocu-rrencia de bloques críticos), lo que facilita la inestabilidad de estas paredes y su desplome, generándose así un típico cráter de subsidencia por caving.

6. Por otra parte, si la altura de la columna de roca y la posición y manteo de las estructuras ma-yores es tal que éstas alcanzan a limitar completamente el progreso del caving, entonces éste se detendrá al alcanzar la cavidad una geometría estable y no producirá la conexión a super-ficie (ver Figura 4.8 de página 59). Esto significa que se detiene el proceso de caving y solo será posible reactivarlo aumentado el área basal abierta.

Conforme con esto, una vez que se tiene conexión a superficie y se alcanza la condición de caving en régimen, se logra una condición en que es mucho más fácil el desarme del macizo rocoso, ya que para lo bloques resultantes del mismo patrón estructural los modos permisibles de desplaza-miento son más que en la condición de caving no conectado a superficie y, al mismo tiempo, se tie-ne un mucho menor confinamiento lo que permite “rupturas más desordenadas” del macizo rocoso, definidas en mayor porcentaje por estructuras con distintas orientaciones que las rupturas “ordena-das” o con una única dirección que ocurren en condición confinada. Esto concuerda con lo observado por los geólogos de División El Teniente y el autor de este informe al estudiar los modos de ruptura de probetas de andesita primaria, con un stockwork de vetillas, pa-ra distintas condiciones de confinamiento (e.g. ver Pereira et al. (2000)). Por lo tanto, en condición de caving en régimen el desarme del macizo rocoso ocurre en forma similar a lo que se observa en los taludes rocoso, y resulta especialmente instructivo el reciente trabajo de Read (1998) quien se-ñala:

22 Pirámide de la excavación, según la terminología usual en teoría de bloques.



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… it is not only mathematically convenient but also computationally convenient to obtain approximate solu-tions to those problems where say, complex three-dimensional underground openings are to be excavated in anisotropic rock masses. This may be convenient and geological acceptable in the confined, under-ground situation, but it is not convenient nor geological acceptable for studies of surface features such as natural or manmade slopes …

… One part of the difficulty is the very low stress environment in slopes, which virtually guarantees that existing or incipient structures in the rock mass will be exploited before a through-going failure surface develops …

… At the moment, the state of the art is to approximate the behaviour of the whole system, calibrate it using existing slope movement data and perform, sensitivity analysis to isolate improbable events. This may help to narrow the field, but it still does not overcome the fundamental issue of accounting for ani-sotropy and large deformation. It also has the disadvantage that the model is calibrated against a known event, which most likely will incorrectly represent a future event. Additionally, the input and output pa-rameters of these models are complex and require advanced skills in mathematics. Skilled numerical modellers who are also good geologists, or viceversa, are rare indeed…

Por lo tanto, la definición de la resistencia del macizo rocoso que define la pared de la cavidad cuando se tiene una condición de caving en régimen debería ser distinta a la que se define para considerar las etapas anteriores del caving, debido al tremendo efecto que tienen el confinamiento y las posibilidades de desplazamiento de los bloques que conforman el macizo rocoso.

Desgraciadamente actualmente no hay una definición formal para evaluar estas resistencias; sin embargo, en la sección siguiente se presenta una primera proposición al respecto, la cual incorpora la experiencia del autor de este informe en la evaluación de la resistencia de macizos rocosos en ta-ludes mineros, o sea en condiciones de bajo confinamiento y altas posibilidades de desplazamiento del arreglo de bloques.



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6 MODELO GEOMECÁNICO PARA EL MACIZO ROCOSO PRIMARIO

CONSIDERACIONES GENERALES23

Para efectos de ingeniería debe considerarse que el macizo rocoso es un volumen “importante” de roca que se encuentra intersectado, total y/o parcialmente, por estructuras geológicas; las cuales definen numerosos “bloques” que, en conjunto, conforman el macizo rocoso. Por lo tanto, puede señalarse que el macizo rocoso está conformado por un conjunto de bloques (los más pequeños de los cuales corresponderían a lo que usualmente se denomina “roca intacta”); cuyas geometrías y distribución de tamaños queda definida por las estructuras geológicas, y parece evidente que el comportamiento mecánico del macizo rocoso dependerá de los siguientes factores :

• Propiedades mecánicas de los bloques que lo constituyen (éstas serían similares a las de la roca intacta, para los bloques de menor tamaño, y menos competentes que las de la roca intacta, para los bloques de mayor tamaño).

• Propiedades de las estructuras presentes en el macizo rocoso (de mucho menor compe-tencia que la roca intacta), las que son especialmente relevantes cuando estas estructuras definen la cinemática de una eventual falla o ruptura del macizo rocoso.

• Interacción del conjunto de bloques, la cual básicamente depende de su grado de “traba-zón” y queda definida por la geometría del conjunto de bloques y la condición de contacto en-tre bloques adyacentes.

De esto resulta que el macizo roco-so puede presentar distintos tipos, según sea el volumen de material que se considere, como se ilustra en el esquema de Figura 6.1; el cual muestra varios ejemplos de ti-pos de macizo rocoso : • Al considerar un volumen pe-

queño, en el rango de 10-1 a 100 m3, se tendrá un macizo rocoso a escala “0”; el cual si bien presenta algunos defec-tos ausentes en la roca intac-ta tiene, en términos genera-les, un comportamiento me-cánico similar al de ésta.

• Al considerar un volumen pe-queño a mediano, en el rango de 100 a 101 m3, se tendrá un macizo rocoso a escala “1”; el cual presenta más defectos que en el caso anterior y tiene un comportamiento mecánico menos competente que el de la roca intacta.

23 Esta sección se basa en los trabajos de Karzulovic (1997,1999).

MACIZO ROCOSOA ESCALA “ 1”

( 100 m3 < Vol < 101 m3 )

PROBETA DEROCA INTACTA


( 101 m3 < Vol < 102 m3 )


( 10-1 m3 < Vol < 100 m3 )

AUMENTAEL EFECTODE ESCALA

��

Figura 6.1: Esquema que muestra el efecto del volumen de mate-rial considerado en el tipo de macizo rocoso, y la forma en que aumenta el efecto de escala al aumentar este volumen (tomada de Karzulovic (1997).



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• Al considerar un volumen mediano, en el rango de 101 a 102 m3, se tendrá un macizo rocoso a escala “2”; el cual presenta más defectos que en el caso anterior e incluso puede presentar algunos defectos “nuevos”, como sería el caso de la falla geológica ilustrada en el esquema de Figura 6.1, y tiene un comportamiento mecánico bastante menos competente que el de la roca intacta.

Evidentemente, lo anterior puede continuarse y para los efectos de este trabajo se considerará váli-da la clasificación de “escalas” de macizo rocoso que se resume en Tabla 6.1, la cual indica algunos aspectos tremendamente importantes asociados al concepto de macizo rocoso y dependientes de la escala o volumen de material que se considere:

(1) El concepto de macizo rocoso supone la presencia de “defectos” tales como estructuras geo-lógicas, por lo que implícitamente se asocia también a una definición de roca intacta.

(2) La definición usual de roca intacta sería válida hasta macizos rocosos de escala 5, o equiva-lentes a volúmenes de 104 a 105 m3 de material. Para macizos rocosos de mayor escala, o que involucren volúmenes de más de 105 m3 de material, la definición usual de roca intacta deja de ser válida y probablemente debería considerarse el comportamiento mecánico de un volumen en el rango de 1 a 10 m3 de material como representativo de la roca intacta (obvia-mente, si se sigue aumentando el volumen de material considerado más allá de las escalas indicadas en Tabla 6.1 habrá que introducir nuevos cambios en la definición de roca intacta).

(3) Las relaciones empíricas comúnmente empleadas para evaluar el efecto de escala (e.g. ver Hoek & Brown (1997)) se basan principalmente en una base de datos asociada a túneles, en el caso de la resistencia del macizo rocoso; y a represas, en el caso de la deformabilidad del macizo rocoso. Por lo tanto, estas relaciones no necesariamente serían válidas para macizos rocosos de escala 6 o superior, los que involucran volúmenes de más de 105 m3 de material, cual el caso que aquí interesa.

Tabla 6.1 ESCALAS DEL MACIZO ROCOSO PARA DISTINTOS VOLÚMENES DE INTERÉS

Escala del Macizo Rocoso

Volumen (m3) VMACIZO / VTESTIGO 2” Roca Intacta Comentarios

0 10-1 a 100 2×101 a 8×103

1 100 a 101 2×102 a 8×104

2 101 a 102 2×103 a 8×105

3 102 a 103 2×104 a 8×106

4 103 a 104 2×105 a 8×107

5 104 a 105 2×106 a 8×108

Definición usual, equi-valente a un volumen de 10-4 a 5×10-3 m3.

Pueden considerarse aceptables las relaciones empíricas común-mente utilizadas para evaluar el efecto de escala.

6 105 a 106 2×103 a 8×105

7 106 a 107 2×104 a 8×105

8 107 a 108 2××××105 a 8××××107

Posiblemente el equi-valente a un volumen de 1 a 100 m3.

No necesariamente son acepta-bles las relaciones empíricas co-múnmente utilizadas para evaluar el efecto de escala.

EN ROJO SE INDICA EL CASO QUE INTERESA EN EL PRESENTE ESTUDIO.



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En la medida que aumenta la escala del macizo rocoso no solo aumenta el número de estructuras geológicas presentes en éste, sino que también aumenta el tipo de estructuras con plausibilidad de ocurrencia. Así, un macizo rocoso escala 0 difícilmente incluirá fallas geológicas, pero un macizo rocoso escala 8 puede incluir no solo una sino varias fallas geológicas. Por lo tanto, resulta también conveniente definir un orden para las estructuras geológicas que podrían estar presentes en el ma-cizo rocoso y, para este propósito, se aceptará la proposición de Pusch (1994,95), la cual se resume en Tabla 6.2.

Tabla 6.2 ORDEN DE LAS ESTRUCTURAS GEOLÓGICAS Y SUS CARACTERÍSTICAS

(modificada de Pusch (1994,95))

Angulo de Fricción Orden Traza

(m) Espaciamiento

(m) Potencia de su Relleno

(cm) Peak Residual Características Típicas

ESTRUCTURAS MAYORES: MUY IMPORTANTES PARA LA ESTABILIDAD DEL SECTOR PRODUCTIVO Y LA DEFINICIÓN DE LA GEOMETRÍA Y SECUENCIA DE SOCAVACIÓN.

1 > 104 > 103 20 a 1000 15° a 25° 10° a 20°

Estructuras regionales, con persistencias de decenas de km y espaciamientos del orden de km. Su ancho puede alcan-zar varios m, Usualmente con rellenos de salbanda arcillo-sa. Generalmente en condición de resistencia residual (han sufrido grandes desplazamientos). Dilatancia muy baja.

2 103 a 104 102 a 103 5 a 500 20° a 25° 15° a 20°

Estructuras mayores con persistencias de km y espacia-mientos del orden de cientos de m. Son similares a las Es-tructuras de Orden 1 pero su ancho es menor y, general-mente, su relleno presenta un menor contenido de arcillas. Generalmente presentan una condición de resistencia resi-dual y una dilatancia muy baja.

3 102 a 103 101 a 102 2 a 200 25° a 30° 18° a 25°

Estructuras de tipo local pero con persistencias de cientos de m y espaciamientos típicamente en el rango de 30 a 150 m A veces presentan rellenos de tipo granular y otras relle-nos arcillosos. A veces presentan pátinas de clorita y se encuentran en condición de resistencia residual. Su dilatan-cia es generalmente baja.

ESTRUCTURAS INTERMEDIAS: IMPORTANTES PARA LA ESTABILIDAD DE LAS CALLES, ZANJAS, BATEAS DE EXTRACCIÓN Y PIQUES DE TRASPASO.

4 101 a 102 100 a 101 0.5 a 50 30° a 40° 20° a 30°

Estructuras locales con persistencias de decenas de m y espaciamientos típicos de 2 a 10 m. Pese a que usualmen-te son lisas, muchas veces presentan ondulaciones que aumentan su fricción peak. Incluso cuando no son lisas y planas su resistencia al corte baja considerablemente si tie-nen pátinas de clorita. Su dilatancia es baja a media.

5 100 a 101 10-1 a 100 0.1 a 2 35° a 50° 25° a 35°

Estructuras locales con persistencias no mayores que 1 m y espaciamientos típicos en el rango de 0.2 a 1 m. Constitu-yen la gran mayoría de las estructuras visibles en las cajas de las labores subterráneas. Pueden ser muy rugosas y con una resistencia media a alta. Su dilatancia es media a alta.

ESTRUCTURAS MENORES: IMPORTANTES PARA LA FRAGMENTACIÓN DEL MACIZO ROCOSO Y EL DISE-ÑO DEL SISTEMA DE MANEJO Y TRASPASO DEL MINERAL.

6 10-1 a 100 10-2 a 10-1 0.05 a 0.5 40° a 60° 30° a 40° Estructuras de escala pequeña que usualmente correspon-den a vetillas o fisuras selladas con distintos tipos de relle-no. Pueden ser rugosas o lisas. Su resistencia al corte es alta y presentan usualmente dilatancia media a alta.

7 < 10-1 < 10-2 < 0.1 - - - - - -

Estructuras de escala muy pequeña que usualmente co-rresponden a vetillas o fisuras selladas con distintos tipos de relleno. En general son lisas, pro están bastante traba-das, por lo que su resistencia al corte probablemente es al-ta a muy alta, al igual que su dilatancia.



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Respecto a la tabla anterior cabe señalar lo siguiente:

• El “orden” indica la escala de la estructura, y queda definido por su persistencia o extensión en el sentido de su traza.

• Las estructuras “de primer orden” corresponden a estructuras mayores que resultan relevan-tes para la estabilidad de labores subterráneas, mientras que las estructuras “de orden supe-rior” corresponden a estructuras menores, o poco relevantes para la estabilidad de las labo-res subterráneas.

• En general la resistencia de la estructura disminuye al aumentar su persistencia, por lo que las estructuras mayores son menos resistentes que las intermedias y éstas, a su vez, son menos resistentes que las estructuras menores24.

• Usualmente la potencia del relleno es mayor en las estructuras mayores.

• En general la plausibilidad de encontrar rellenos blandos y débiles es mayor en las estructuras de menor orden, especialmente en lo que dice relación con la presencia de minerales arcillo-sos.

En la práctica, la gran mayoría de las estructuras que se registra en los mapeos geológico-geotécnicos de labores subterráneas son de orden 5 (i.e. con persistencias en el rango de 1 a 10 m); por lo que la mayoría de las relaciones empíricas utilizadas para calificar geotécnicamente el macizo rocoso se basan en macizos rocosos a una escala tal que están afectados principalmente por estructuras de este orden (i.e. macizos con escalas en el rango de 3 a 5).

Por lo tanto, se debe ser especial-mente cuidadoso al evaluar las pro-piedades mecánicas del macizo ro-coso usando los métodos tradicio-nales; ya que como se indica en el esquema de Figura 6.2, las estruc-turas que resultan relevantes para definir el macizo rocoso a escala 4 resultan poco relevantes para definir un macizo rocoso a escala 5, y son francamente irrelevantes para defi-nir un macizo rocoso a escala 7.

Conforme con esto, puede señalar-se que la base de datos estructura-les a utilizar en la caracterización del macizo rocoso depende de la escala del macizo rocoso conside-rado y, por lo tanto, el uso indiscri-minado de una misma base de da-tos estructurales para calificar maci-zos a distintas escalas puede pro-ducir resultados poco confiables.

24 Debe entenderse que los valores que se reseñan en Tabla 6.2, para el ángulo de fricción de las estructuras de distinto orden,

corresponden solo a una estimación criteriosa de su rango probable y no eliminan la necesidad de una evaluación detallada cuando se estudie algún tipo de estructura en particular.

��

��

��

100 m

100 m

150 m

50 m

30 m

30 m

15 m15 m

8 m

5

4

7

Figura 6.2: Esquema que muestra como, dependiendo del proble-

ma, deben considerarse macizos rocosos a distinta es-cala y donde los macizos de menor escala corresponde a partes o sub-volúmenes de los macizos rocosos de mayor escala. Además, se observa que las estructuras “relevantes” dependen de la escala del macizo rocoso (modificada de Pusch (1994)).



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La tendencia actual es utilizar el método generalizado de Hoek - Brown para evaluar la resistencia del macizo rocoso y la relación propuesta por Serafim & Pereira (1983), modificada por Hoek & Brown (1997), para evaluar el módulo de deformabilidad del macizo rocoso. Sin embargo, esto puede no ser correcto, ya que:

• La escala del macizo rocoso (i.e. el volumen de material considerado) no necesariamente concuerda con las escalas de los casos considerados en la definición de estos métodos.

• El empleo del índice GSI (o del índice RMR) se hace bastante subjetivo para valores menores de 25.

• En el caso de macizos rocosos muy cizallados (e.g. las zonas adyacentes a una falla geológi-ca regional, cual el caso de la Falla Oeste de Mina Chuquicamata), existen planos de cizalle que deben ser considerados al definir σCI ; sin embargo, la forma de hacer esto no ha sido ex-plícitamente definida.

• Estas relaciones suponen implícitamente que el macizo rocoso presenta comportamiento iso-trópico, lo que equivale a considerar que no existe ningún sistema estructural que tenga in-fluencia en la cinemática de la falla o ruptura del macizo rocoso. Evidentemente, existen mu-chos casos en que esto no es así.

• Estas relaciones han sido desarrolladas para macizos rocoso “fracturados”, por lo que no son directamente aplicables al caso de macizos rocosos masivos o con pocas fracturas, cual es el caso de la Pipa de Brecha Braden y del macizo rocoso primario de Mina El Teniente.

Por lo tanto puede concluirse que el método de Hoek-Brown, cuya apli-cabilidad se muestra en el esquema de Figura 6.3, que actualmente se usa “en forma estándar” para eva-luar las propiedades geomecánicas del macizo rocoso sólo sería direc-tamente aplicable a macizos roco-sos fracturados, con una cantidad de sistemas de estructuras tal que tienen comportamiento isotrópico y estas estructuras con orientaciones tales que no influyen la cinemática de una eventual ruptura del macizo rocoso.

Desgraciadamente, este no es el caso del macizo rocoso primario de Mina El Teniente, por lo que en lo que sigue de esta sección se discu-te un modelo geomecánico para el macizo rocoso primario típico de Mina El Teniente.

ROCA INTACTA( HOEK - BROWN APLICABLE )

MACIZO ROCOSO CONDOS SISTEMAS DE ES-

TRUCTURAS ( H - B APLI-CABLE EN ALGUNOS CASOS,

CON MUCHO CUIDADO )

MACIZO ROCOSO CONUN UNICO SISTEMA

ESTRUCTURAL ( H - B NO APLICABLE )

MACIZO ROCOSOFRACTURADO

( H - B APLICABLE)

MACIZO ROCOSOMUY FRACTURADO ( H - B APLICABLE )

MINERIAA RAJO ABIERTO

MINERIASUBTERRANEA

Figura 6.3: Esquema que muestra la aplicabilidad del criterio de

Hoek-Brown (tomada de Hoek et al (1995)).



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MODELO GEOMECÁNICO DE UN MACIZO ROCOSO PRIMARIO

El macizo rocoso primario de Mina El Teniente se caracte-riza por ser masivo y presentar un arreglo tipo stockwork de discontinuidades selladas. Estas estructuras, las cua-les se muestran en Fotografías 6.1 y 6.2, son mayorita-riamente de orden 5 (o sea con trazas en el rango de 100 a 101 m), con espesores típicamente en el rango de 1 a 30 mm y con rellenos muchas veces más débiles que la roca de caja, y que varían según sea el tipo de alteración que afecta al macizo rocoso considerado (anhidrita, biotita, calcita, calcopirita, clorita, cuarzo, epidota, molibdenita, se-ricita, turmalina, etc.).

Sin perjuicio de lo anterior, aparecen también estructuras mayores, de orden 4 y 3, que pese a observarse selladas muestran, al quedar expuestas, espejos de falla; lo que in-dica que presentan, en términos relativos, una menor re-sistencia al corte. En Fotografías 6.3 y 6.4, de página si-guiente, se ilustra este tipo de discontinuidades.

La resistencia de la roca primaria “intacta” es alta y el ma-cizo es bastante masivo, por lo que cuando la orientación de las estructuras relativa a una cavidad subterránea es tal que éstas no afectan la cinemática de la ruptura, se ob-serva un comportamiento propio de los medios continuos y una eventual falla del macizo rocoso deja huecos definidos por superficies curvas, como el que se ilustra en Fotogra-fía 6.5 de página siguiente, en la forma que se puede pre-decir utilizando la mecánica de los sólidos continuos.

Por otra parte, cuando la orientación de las estructuras es tal que influye la cinemática de la falla o ruptura entonces solo la resistencia de las estructuras interesa; ya que la superficie de falla queda completamente definida por és-tas, como se ilustra en Fotografía 6.6 de página siguiente, y la resistencia del macizo rocoso resulta irrelevante.

Luego, cualquier modelo geomecánico del macizo rocoso primario debe considerar la orientación de las estructuras presentes en el macizo rocosos y los bloques que éstas definen, de modo tal de verificar si existe un control estruc-tural en la cinemática que tendría una eventual falla o rup-tura del macizo rocoso.

Además, muchas veces la resistencia de estas estructuras es menor que la del macizo rocoso. Luego, una primera aproximación al problema sería considerar que las estruc-turas tienen resistencia nula y si existe un bloque removi-ble, que sea potencialmente inestable, entonces este blo-que fallará y se desprenderá del macizo rocoso. El aceptar esta suposición simplifica bastante el problema; sin em-bargo, en algunos casos podría resultar demasiado sim-plista.

Fotografía 6.1: Muestra de andesita pri-

maria del Sector Esme-ralda, con un enrejado de vetillas selladas (ancho foto = 6”).

Fotografía 6.2: Andesita primaria en fren-te Fw Cruzado cabecera Norte del Sector Esme-ralda, que muestra un en-rejado de vetillas selladas (ancho foto ≈ 1,5 m).



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Fotografía 6.3: Detalle que muestra la superficie de un trozo expuesto de la Falla B, en el Sector Esmeralda, con “slickensides” (ancho foto ≈ 8 cm).

Fotografía 6.4: Detalle que muestra la superficie ex-

puesta, con “slickensides”, de una fa-lla en el Nivel Teniente 5.

Fotografía 6.5: Sobre-excavación sin control estruc-

tural en un pique circular del Under-ground Research Laboratory, Cana-dá. Granito Lac du Bonet, muy com-petente y muy masivo (ISRM News Journal, Mayo de 1993).

Fotografía 6.6: Sobre-excavación definida por estruc-

turas que delimitan el bloque que ca-yó a causa del estallido de roca del 18.01.900 en el XC-Z 28/29 del Nivel de Traspaso y Extracción del Sector Ten Sub 6.



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Conforme con la proposición de Karzulovic (1997) y considerando los antecedentes adicionales del periodo 1997-2000, para los fines de este trabajo se propone el siguiente modelo geomecánico para el macizo rocoso primario “típico” de Mina El Teniente:

(1) El macizo rocoso primario corresponde a un volumen de material conformado por bloques, cuya geometría y distribución de tamaños quedan definidos por las estructuras geológicas, las cuales inicialmente se encuentran selladas y con rellenos menos competentes que su roca de caja, como se ilustra en Figura 6.4. Esto significa que aquellas estructuras con rellenos de similar resistencia a la roca de caja se consideran que forman parte de esta última y no cons-tituyen estructuras propiamente tales.

(2) Por otra parte, las estructuras a considerar y las características mecánicas del macizo rocoso dependerán de la escala de éste y, también, de las características geométricas de la cavidad subterránea que define el problema que se considere; ya que ésta define el EP que posibilita la ocurrencia de inestabilidades de bloques y, al mismo tiempo, define el posible control es-tructural sobre la cinemática de la falla o ruptura del macizo rocoso.

20 m

20 m

35 m

MACIZO ROCOSOESCALA 5

BLOQUES

CAVIDADSUBTERRANEA

ESTRUCTURA DEPRIMER ORDEN

Figura 6.4: Modelo de macizo rocoso primario que aquí se propone, ilustrado en este ejemplo para el caso particular de un macizo escala 5 (i.e. con un volumen de 104 a 105 m3 de material). Este ejemplo muestra algunos de los bloques que conforman el macizo rocoso (no removibles porque no tienen caras libres, ya que no “afloran” en la cavidad subterránea que define el EP), y también una estruc-tura de primer orden (e.g. una falla geológica mayor), cuyo efecto debe ser considerado aparte o en forma especial (tomada de Karzulovic (1997)).



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(3) Una vez determinado el volumen que interesa, quedan definidos los siguientes parámetros: orden del macizo rocoso, volumen correspondiente a la roca “intacta”, estructuras a conside-rar y sus orientaciones.

(4) Las estructuras de traza tal que aparecen como entes importantes en el volumen que interesa deberán ser consideradas en forma explícita, especialmente en lo que dice relación con su posible influencia en la cinemática de la ruptura o falla del macizo rocoso.

(5) Las restantes estructuras pueden considerarse en forma implícita definiendo las propiedades mecánicas de un arreglo de bloques, cuya geometría queda definida por estas estructuras y donde los “trozos de macizo” entre estructuras corresponden a la “roca intacta”.

(6) Lo anterior permite definir un arreglo de bloques cuyo comportamiento mecánico depende fuertemente de su grado de trabazón el cual, para efectos prácticos, puede considerarse aso-ciado a los esfuerzos de confinamiento. Así, a mayor confinamiento costará más desarmar este arreglo de bloques y una eventual superficie de ruptura afectará, al menos en parte, a “puentes de roca”. Por otra parte, sin confinamiento o con bajo confinamiento será relativa-mente fácil desarmar este arreglo de bloques y una eventual superficie de ruptura quedará definida en parte importante por las estructuras o planos débiles.

(7) En ambos casos el comportamiento mecánico del macizo rocoso presentará una “direcciona-lidad” asociada a las estructuras predominantes o más conspicuas, la cual quedan definida por la orientación de las estructuras presentes en el macizo y, también, por la geometría de la cavidad que define el EP. Así, puede considerarse que hay una “direccionalidad geotécnica”, que dependen únicamente del arreglo estructural del macizo rocoso, y un “direccionalidad mi-nera”, que depende de la geometría de la cavidad que interesa. Esta direccionalidad podría llegar a ser mucho más conspicua en el caso de bajo confinamiento.

(8) En el caso de contactos litológicos que definan macizos con una diferencia conspicua en lo que dice relación con el número de estructuras “débiles”, resulta muy importante el considerar que el cuerpo menos masivo se degradará más rápidamente debido a la apertura y/o falla de sus estructuras. Si no se considera este efecto no se podrá detectar los “problemas de con-tacto” como los que afectan a los cuerpos de diorita que intruyen a la andesita primaria.

APLICACIÓN AL CASO DE LA ALTURA DE COLUMNA EN UNA CONDICIÓN DE CAVING EN RÉGIMEN

En el caso que aquí interesa se tiene que:

• La escala del macizo rocoso queda definida por una altura sólida mineralizada de 200 a 800 m (rango de alturas de columna que aquí se evalúan),un frente de socavación de unos 300 a 600 m de extensión y que probablemente no estará a más de unos 100 m por delante del frente de extracción. Esto significa un volumen del orden de 107 a 108 m3, lo que corresponde a un macizo escala 8.

• A esta escala las únicas estructuras que deberían considerarse en forma explícita serían las fallas geológicas mayores de Mina El Teniente (orden 3 a 1 en Tabla 6.2 de página 81).

• En la condición de caving en régimen la caja de la cavidad es subvertical, por lo que estructu-ras con manteos hacia la cavidad podrían, eventualmente, gatillar deslizamientos de masas de roca hacia ésta. Por otra parte, como los manteos predominantes de estas estructuras son empinados o subverticales, estas masas de roca no serían demasiado importantes. Esto permite definir un primer modelo de tipo continuo, pero con resistencia direccional (ésta sería menor en la dirección del manteo de las estructuras). Aquí se supondrá que el manteo típico de las estructuras es de unos 75°. Si este manteo es hacia la cavidad se facilita el progreso del caving, y en caso contrario se dificulta.



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• Conforme con esto, se considera que la resistencia del macizo rocoso deberá ser un 10% a un 40% más baja en las direcciones que tienen una inclinación de 75° con la horizontal (ob-viamente esto podría variar si varía la dirección predominante de manteo). Esta reducción se basa en la experiencia de este consultor en lo que dice relación con la definición de resisten-cia direccional en taludes mineros.

• Para evaluar la resistencia del macizo rocoso se deberá considerar que la “roca intacta” co-rresponde a un volumen de unos 100 m3, cuya resistencia queda definida por una cohesión en el rango de 6 a 10 MPa, un ángulo de fricción de unos 48° y una resistencia en tracción de 1 a 2 MPa.

• Con estos valores de roca “intacta” y considerando que el macizo rocoso típico de Mina El Teniente corresponde a la andesita primaria, puede suponerse que su resistencia queda defi-nida por una cohesión en el rango de 2 a 4 MPa, un ángulo de fricción de unos 44° y una re-sistencia en tracción de 0.5 a 1.0 MPa (esto resulta de una evaluación “con criterio” del méto-do de Hoek-Brown, considerando el hecho que se trata de un macizo masivo).

• En la zona inmediatamente adyacente a la pared de la cavidad el confinamiento será muy ba-jo, por lo que en dicha zona el macizo se desarmará más fácilmente. Para tomar en cuenta esto se supondrá que desde la pared de la cavidad y hasta una distancia del 20% de la altura de la columna sólida a extraer, el macizo rocoso tiene una resistencia “degradada”, definida por una cohesión en el rango de 0.2 a 2 MPa, un ángulo de fricción de unos 40° y una resis-tencia en tracción de 0.0 a 0.2 MPa (obviamente la degradación de la resistencia en tracción es mayor que la de la cohesión, y ésta es a su vez mayor que la degradación del ángulo de fricción).

• En lo que dice relación con la deformabilidad del macizo rocoso, a la escala que aquí interesa puede considerarse que su módulo de deformabilidad sería de unos 35 GPa y que tendría una razón de Poisson del orden de 0.22 (puede argumentarse que el módulo podría tener una variación del orden del 20% respecto al valor que aquí se indica, pero esto no tiene mayor im-portancia, y una variación en la razón de Poisson sería demasiado pequeña para tener un im-pacto en el análisis).

• Al igual que en el caso de la resistencia, se supondrá que desde la pared de la cavidad y has-ta una distancia del 20% de la altura de la columna sólida a extraer, el macizo rocoso tiene una deformabilidad “degradada”, definida por un módulo de deformabilidad de unos 25 GPa y una razón de Poisson del orden de 0.28 (obviamente la degradación disminuye el módulo de deformabilidad y aumenta la razón de Poisson).

Estas propiedades geomecánicas podrán cuestionarse pero, en la opinión del autor de este informe, resultan adecuadas para caracterizar un macizo rocoso primario “genérico” para la Mina El Teniente (conviene destacar que no existe una “ley de escalamiento” para evaluar las propiedades de un ma-cizo rocoso masivo, a la escala volumétrica que aquí interesa).



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7 MODELO DE UN PANEL CAVING EN RÉGIMEN

SUPUESTOS BÁSICOS

Para modelar numéricamente el efecto de una minería por panel caving en condición de caving en régimen se supuso lo siguiente:

(a) El problema que interesa queda definido por un volumen de 107 a 108 m3, escala a la cual el comportamiento del macizo rocoso puede considerarse predominantemente elástico. Consi-derando un macizo primario de tipo “genérico” y conforme con lo expuesto en lasección ante-rior, puede suponerse que a esta escala las propiedades mecánicas del mismo quedan defi-nidas por los parámetros siguientes:

Resistencia: Angulo de fricción, φ: 44° Cohesión, c: 4 MPa Resistencia en tracción, σT: 2 MPa

Deformabilidad: Modulo de deformabilidad, E: 35 GPa Razón de Poisson, ν: 0.22

(b) La superficie del terreno es horizontal y el estado tensional in situ queda definido por un esfuerzo principal menor que es vertical y proporcional a la altura de la columna de roca (la constante de proporcionalidad es el peso unitario del macizo rocoso, supuesto igual a 2.7 ton/m3); un esfuerzo principal mayor que es horizontal, actúa en el plano de la sección vertical considerada en un análisis bidimensional, y queda definido por una razón de esfuerzos K igual a 1.60; y un esfuerzo principal intermedio que es horizontal, actúa normal al plano de la sección vertical considerada en un análisis bidimensional, y queda definido por una razón de esfuerzos K igual a 1.20.

(c) El frente de socavación es paralelo al frente de extracción, y la extensión de éstos es suficien-te como para permitir un análisis bidimensional en condición de deformaciones planas (esto significa que la extensión del frente de socavación es unas 10 veces mayor que al altura de la columna mineralizada sólida a extraer).

(d) Se ha alcanzado una condición de caving en régimen; por lo que un avance de la pared de la cavidad no produce cambios sino que “traslada”, en la dirección de avance del frente, los campos de esfuerzos y desplazamientos. Conforme con esto, para una condición dada de pared de la cavidad y macizo rocoso, la única variable “adicional” resulta ser la extensión del frente se socavación respecto al frente de extracción, definiendo este último el pié de la pared de la cavidad.

(e) El efecto del confinamiento que produce el material quebrado sobre la pared de la cavidad puede considerarse equivalente a un conjunto de cargas nodales aplicadas sobre la misma. Para definir estas cargas nodales se considera que: el material quebrado cubre el 80% de la pared de la cavidad, tiene un peso unitario de 2.0 ton/m3, tiene un ángulo de fricción de 38°, y que el coeficiente de empuje en el caso que interesa es similar a la condición “en reposo” y del orden de 0.4.

(f) A una distancia suficiente de la pared (considerando las geometrías factibles para la misma), la forma de ésta no influye en la distribución de esfuerzos y desplazamientos (principio de Saint-Venant). Así, en principio puede suponerse que la pared de la cavidad es vertical.

(g) El efecto del material quebrado que rellena la socavación por delante del frente de extracción puede despreciarse. Conforme con esto, la socavación se modela como una cavidad tabular de 10 m de altura media (para así considerar el efecto de la roca quebrada por encima del te-cho de la socavación).



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(h) Los bordes del modelo están “suficientemente lejos” si la distancia entre éstos y el frente de extracción es del orden de 3 veces la altura de la columna de roca a extraer. Definiendo los bordes conforme con esto pueden considerarse las siguientes condiciones de borde para un modelo bidimensional: en los bordes verticales no se admiten desplazamientos en la dirección X y en el borde horizontal, que define la base del modelo, no de admite ningún desplazamien-to (o se ni en X ni en Y).

(i) Si bien pueden modelarse distintas alturas de la columna de roca sólida a extraer, aquí se consideran las siguientes alturas: 100 m, 200 m, 400 m y 800 m.

CONSIDERACIONES ADICIONALES

Además de los supuestos básicos reseñados en la sección anterior, para mejorar la confiabilidad y extender el análisis, se consideró también lo siguiente:

(1) Sin perjuicio de lo indicado en (f) respecto a la factibilidad de considerar una pared de cavidad vertical, se analizaron también dos geometrías adicionales para la pared de la cavidad, las cuales se definieron considerando la información que se presenta en Anexo B respecto a la geometría de la altura de roca quebrada. Conforme con esto, se consideran las siguientes geometrías para la pared de la cavidad: Geometría 0: Pared totalmente vertical (ver Figura 7.1). Geometría 1: En su base la pared tiene una inclinación de 70° hacia la zona en extracción,

hasta una altura de 50 m por encima del piso de la socavación; y desde allí tiene una inclinación de 70° hacia el frente de socavación, hasta alcanzar la conexión a superficie (ver Figura 7.1).

Geometría 2: En su base la pared tiene una inclinación de 70° hacia la zona en extracción, hasta una altura de 100 m por encima del piso de la socavación; y desde allí tiene una inclinación de 70° hacia el frente de socavación, hasta alcanzar la conexión a superficie (ver Figura 7.1).

(2) Para evaluar el posible efecto de la “degradación” del macizo rocoso en la periferia de la pa-red de la cavidad, por efecto del desconfinamiento, se consideró también el caso en que por delante de la pared de la cavidad se produce una zona “degradada” con una potencia del or-den del 20% de la altura de la columna sólida a extraer. A la escala aquí considerada y con-forme con lo expuesto en la sección anterior, se supone que esta zona “degradada” presenta las siguientes propiedades mecánicas:

GEOMETRIA 0GEOMETRIA 0

70°

100

m

70°

GEOMETRIA 2

70°

100

m

70°

70°

100

m

70°

GEOMETRIA 2

70°

70°

50 m

GEOMETRIA 1

70°

70°

50 m

70°

70°

50 m

GEOMETRIA 1 Figura 7.1: Geometrías consideradas en el análisis para la pared de la ca-

vidad.



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• Resistencia: Angulo de fricción, φ: 40° Cohesión, c: 2 MPa Resistencia en tracción, σT: 0.2 MPa

• Deformabilidad: Modulo de deformabilidad, E: 25 GPa Razón de Poisson, ν: 0.28

(3) Sin perjuicio de lo expuesto en (a) respecto a que el comportamiento predominante es elásti-co, se analizó también el caso de comportamiento elasto-plástico para evaluar la influencia que puede tener el considerar esta variable. Para esto se supuso válido el criterio de Mohr-Coulomb, considerando que antes de la falla la resistencia del macizo rocoso quedaba defini-da por los parámetros que se indican en (a) y en (b) para el macizo rocoso y la zona degrada por efecto del desconfinamiento, respectivamente; y que después de la falla el ángulo de fric-ción se reduce 4°, la cohesión se reduce al 10% de su valor original, y la resistencia a la trac-ción se hace nula.

(4) Sin perjuicio de lo indicado en (d) respecto a la validez de un análisis bidimensional, se anali-zó también un modelo tridimensional para evaluar la variación, respecto a la condición bidi-mensional, que podría existir en la vecindad de la “esquina” o “vértice en planta” del frente de socavación. Este análisis se efectuó para alturas de columna mineralizada sólida de 200 y 800 m.

MODELOS BIDIMENSIONALES

Para analizar el problema bidimensionalmente se empleo el método de los elementos finitos, gene-rando mallas como la que se muestra en Figura 7.2 de página siguiente, con un mayor nivel de de-talle en la vecindad de la pared de la cavidad y, también, en la periferia de la socavación. En estos modelos bidimensionales se supuso una condición de deformaciones planas.

Para simular el avance de frente de socavación se definieron, aprovechando las posibilidades del programa Phase2, “etapas de excavación” que permiten incrementar la distancia entre los frentes de socavación y de extracción en tramos de 10 m, hasta un máximo de 200 m (parece difícil que se ex-ceda esta distancia si se considera que la experiencia indica que a distancias del orden de 100 m se comienza a tener problemas en el frente de socavación).

Como ya se indicó previamente, el efecto del material quebrado que rellena la cavidad y confina la pared de la misma, se simuló mediante cargas nodales, calculadas considerando una distribución de empujes similar a la condición “en reposo” y considerando un coeficiente de empuje del orden de 0.40. El cálculo de estas cargas nodales se realizó en la forma estándar del método de elementos finitos (e.g. ver Bathe (1996)).

Por otra parte, la socavación se supuso como una cavidad tabular de 10 m de altura media, lo que equivale a considerar un baja altura de socavación (e.g. del orden de 4 m) incluyendo el efecto de la zona de roca quebrada por encima de la misma (o sea se supone que, en promedio, 4 m de soca-vación más 12 m de columna de roca quebrada “equivalen” a una cavidad de 10 m de altura).

Para la solución numérica se empleó el método de eliminación de Gauss considerando una toleran-cia de 0.001 y un máximo de 2000 iteraciones, para el caso de comportamiento no lineal. Se em-plearon elementos triangulares de 3 nodos y el número de elementos variaba entre 5.000 y 8.000, dependiendo del problema y la etapa de excavación.



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SOCAVACIÓN

PA

RE

D C

AV

IDA

D

DETALLE 1 DETALLE 2

SOCAVACIÓN

PA

RE

D C

AV

IDA

D

SOCAVACIÓN

PA

RE

D C

AV

IDA

D

DETALLE 1 DETALLE 2

Figura 7.2: Malla de elementos finitos utilizada en los modelos bidimensionales (en el caso que aquí se muestra para una altura sólida a extraer de 800 m), la cual es más fina o de mayor detalle en la vecindad de la pared de la cavidad y, también, en la periferia de la socavación.



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MODELOS TRIDIMENSIONALES

Se analizó también un modelo tridimensional para evaluar la variación, respecto a la condición bidi-mensional, que podría existir en la vecindad de la “esquina” o “vértice en planta” del frente de soca-vación. Para este propósito se empleó el programa Flac3D, generando modelos de diferencias fini-tas como el que se ilustra en Figuras 7.3 a 7.6 de páginas siguientes.

Se modelaron alturas de columna de 200 y 800 m, suponiendo comportamiento elástico y las mis-mas propiedades que en el caso de los modelos bidimensionales.

En lo referente al estado tensional, se supuso que la superficie del terreno era horizontal y que los esfuerzos principales son los descritos anteriormente, pero considerando que el esfuerzo principal mayor es paralelo al frente activo (lo que correspondería a la situación más desfavorable).

Se considera que tanto el frente activo como el pasivo son rectos y, para evitar efectos de borde (en realidad lo que interesa es el comportamiento en la “esquina”), se consideró que el punto medio de ambos frentes se ubicaba a una distancia de la “esquina” igual a 3 veces la altura de la columna só-lida a extraer. Este mismo criterio se ocupó para definir la extensión del modelo en profundidad (i.e. por debajo del piso de la socavación).

Por otra parte, se supuso que el frente “pasivo” forma un ángulo de 90° con el frente activo, y que en el frente “pasivo” la distancia entre la socavación y la extracción era de 40 m (e.g. similar a la condi-ción del Sector Esmeralda).

Por otra parte, con el propósito de acentuar el efecto de la “esquina” se supuso que las paredes de la cavidad eran verticales y se despreció el efecto confinante del material quebrado sobre estas pa-redes.

Al igual que en el caso bidimensional, la socavación se supuso como una cavidad tabular de 10 m de altura, lo que equivale a considerar un baja altura de socavación (e.g. del orden de 4 m) inclu-yendo el efecto de la zona de roca quebrada por encima de la misma (o sea se supone que 4 m de socavación más 12 m de columna de roca quebrada “equivalen” a una cavidad de 10 m de altura).

Para simular el avance de frente de socavación se definieron, aprovechando las posibilidades del programa Flac3D, “etapas de excavación” que permiten incrementar la distancia entre los frentes de socavación y de extracción en tramos de 50 m, hasta un máximo de 200 m (parece difícil que se ex-ceda esta distancia si se considera que la experiencia indica que a distancias del orden de 100 m se comienza a tener problemas en el frente de socavación).

En lo que dice relación con las condiciones de borde, se supuso que la base del modelo estaba fija, y que las caras verticales adyacentes a la socavación correspondían a planos de simetría.

Para la solución numérica Flac3D emplea una formulación explícita de diferencias finitas, y se acep-taron los valores por defecto (default) del programa para considerar que se había alcanzado la con-vergencia. El número de zonas o elementos tridimensionales alcanzó un máximo del orden de 125.000.



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Figura 7.3: Vista isométrica del modelo tridimensional de diferencias finitas, para el caso

de una altura de columna de 800 m, antes de la socavación y extracción.

Figura 7.4: Vista isométrica del modelo tridimensional de diferencias finitas, para el caso

de una altura de columna de 800 m, con socavación y extracción.



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Figura 7.5: Vista de detalle que muestra la socavación y el frente activo de socavación (i.e.

el frente que avanza).

Figura 7.6: Vista de detalle que muestra la socavación, la esquina que forman las paredes

“activa” (que avanza) y “pasiva” (que no avanza), y los frentes “pasivo” y “acti-vo” de socavación.



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8 RESULTADOS DE LOS MODELOS NUMÉRICOS

Los resultados de los modelos numéricos descritos en la sección anterior se presentan en Anexos y, también, en el CD que acompaña a este informe. En lo que sigue de esta sección se analizan e in-terpretan estos resultados, con el propósito de derivar conclusiones de uso práctico en la geotecnia minera.

ANÁLISIS ELÁSTICO VS. ANÁLISIS ELASTO-PLÁSTICO

A nivel global el comportamiento del macizo puede suponerse elástico (sin perjuicio de la ocurrencia de fallas locales). Considerando que un análisis elástico tiende a sobre-estimar los esfuerzos en la periferia de una cavidad subterránea (no así las deformaciones), puede considerarse conservador y como también es mucho más rápido que un análisis elasto-plástico, resulta sumamente atractiva la opción de realizar análisis elásticos, especialmente cuando se debe considerar el efecto de un gran número de parámetros, cual el caso de este trabajo.

Sin perjuicio de lo anterior, con el propósito de evaluar el efecto de ignorar la falla del macizo rocoso se desarrollaron análisis elásticos y elasto-plásticos de la misma geometría, para distintas alturas de columna mineralizada sólida y considerando las propiedades mecánicas del macizo rocoso descritas en la sección anterior (ver páginas 89 y 91). Los resultados obtenidos permiten señalar lo siguiente:

• Como se ilustra en Figuras 8.1 a 8.4 de páginas siguientes, como en un análisis elástico el macizo rocoso no falla se producen tracciones mucho mayores en la zona que se ubica por delante de la pared de la cavidad y por encima del techo de la socavación. Por otra parte, al considerar que el macizo rocoso tiene una cierta resistencia y falla cuando ésta es excedida, o sea en un análisis elasto-plástico, las zonas traccionadas son sustancialmente menores y se produce una redistribución del esfuerzo principal menor, cuyo efecto en el frente de soca-vación depende de la altura de la columna de roca:

Si la altura del bloque mineralizado es baja a media (e.g. ≤ 250 m) se produce un notorio aumento de la magnitud del esfuerzo principal menor en el frente de socavación (aumenta el confinamiento). En este caso la magnitud del esfuerzo principal menor en el frente de socavación resultante de un modelo elástico es menor que la que resulta de un modelo elasto-plástico (debe entenderse que “la cavidad” queda definida por la pared del cráter y no por la socavación). Esto tiende a hacerse más notorio en la me-dida que aumenta la distancia entre los frentes de socavación y de extracción.

Si la altura del bloque mineralizado es media a alta (e.g. ≥ 400 m) se produce una dis-minución de la magnitud del esfuerzo principal menor en el frente de socavación (dis-minuye el confinamiento). En este caso la magnitud del esfuerzo principal menor en el frente de socavación resultante de un modelo elástico es mayor que la que resulta de un modelo elasto-plástico (debe entenderse que “la cavidad” queda definida por la pa-red del cráter y no por la socavación). Esto tiende a hacerse más notorio en la medida que aumenta la distancia entre los frentes de socavación y de extracción.

• Por debajo del piso del Nivel de Socavación el efecto del tipo de modelo constitutivo en la distribución del esfuerzo principal menor es menos importante, pero depende de la altura de la columna de roca y, también, de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción:

Si la altura del bloque mineralizado es baja (e.g. ≤ 150 m) el efecto es poco notorio, aunque un modelo elasto-plástico produce menor confinamiento que uno elástico.

Si la altura del bloque mineralizado es media (e.g. 200 a 250 m) el efecto se hace algo más notorio si la distancia entre los frentes de socavación y de extracción se aproxima a la altura del bloque (e.g. se hace igual o mayor que 150 m).



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ZONA EN TRACCION

GEOMETRIA 0: H = 100 m / s = 100 mMODELO ELASTICOESFUERZO PRINCIPAL MENOR

Figura 8.1: Distribución del esfuerzo principal menor para una altura de columna de 100 m y una socava-ción adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y un modelo elásti-co.

ZONA ENTRACCION

GEOMETRIA 0: H = 100 m / s = 100 mMODELO ELASTO-PLASTICOESFUERZO PRINCIPAL MENOR

Figura 8.2: Distribución del esfuerzo principal menor para una altura de columna de 100 m y una socava-ción adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y un modelo elas-to-plástico.



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ZONA EN TRACCION

GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 200 mMODELO ELASTICOESFUERZO PRINCIPAL MENOR

Figura 8.3: Distribución del esfuerzo principal menor para una altura de columna de 800 m y una socava-

ción adelantada 200 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y un modelo elásti-co.

ZONAS EN TRACCION

GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 200 mMODELO ELASTO-PLASTICOESFUERZO PRINCIPAL MENOR


ción adelantada 200 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y un modelo elas-to-plástico.



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Si la altura del bloque mineralizado es media a alta (e.g. ≥ 400 m) el efecto se hace al-go más notorio incluso si la distancia entre los frentes de socavación y de extracción es pequeña (e.g. 50 m).

• Si bien la distribución del esfuerzo principal mayor por delante de la pared de la cavidad y por encima del techo de la socavación no cambia mayormente al considerar que el macizo rocoso tiene una cierta resistencia y falla cuando ésta es excedida, o sea un análisis elasto-plástico; la magnitud del esfuerzo principal mayor en el frente de socavación (i.e. la magnitud del abutment stress) si cambia, dependiendo de la altura de la columna de roca:

Si la altura del bloque mineralizado es baja a media (e.g. ≤ 250 m) se produce un noto-rio aumento de la magnitud del esfuerzo principal mayor en el frente de socavación (abutment stress), debido al mayor confinamiento que resulta de un modelo elasto-plástico. En este caso la magnitud del esfuerzo principal mayor en el frente de socava-ción resultante de un modelo elástico es menor que la que resulta de un modelo elasto-plástico (debe entenderse que “la cavidad” queda definida por la pared del cráter y no por la socavación), como se ilustra en Figuras 8.5 y 8.6 de páginas siguientes. Esto tiende a hacerse más notorio en la medida que aumenta la distancia entre los frentes de socavación y de extracción.

Si la altura del bloque mineralizado es media a alta (e.g. ≥ 400 m) se produce una dis-minución de la magnitud del esfuerzo principal mayor en el frente de socavación (abut-ment stress). En este caso la magnitud del esfuerzo principal menor en el frente de so-cavación resultante de un modelo elástico es mayor que la que resulta de un modelo elasto-plástico (debe entenderse que “la cavidad” queda definida por la pared del cráter y no por la socavación), como se ilustra en Figuras 8.7 y 8.8 de páginas siguientes. Esto tiende a hacerse más notorio en la medida que aumenta la distancia entre los frentes de socavación y de extracción.

• La distribución del esfuerzo principal mayor por debajo del Nivel de Socavación si puede cambiar al considerar un modelo elasto-plástico, dependiendo la importancia del cambio de la altura de la columna de roca:

Si la altura del bloque mineralizado es baja (e.g. ≤ 150 m) el cambio resultante es poco importante.

Si la altura del bloque mineralizado es media (e.g. 200 a 250 m) el efecto se hace algo más notorio si la distancia entre los frentes de socavación y de extracción se aproxima a la altura del bloque (e.g. se hace igual o mayor que 150 m).

Si la altura del bloque mineralizado es media a alta (e.g. ≥ 400 m) el efecto se hace francamente notorio, especialmente si la distancia entre los frentes de socavación y de extracción se hace igual o mayor a 100 m. Como se ilustra en Figuras 8.9 y 8.10, esto es importante porque define la extensión en profundidad de la zona de abutment stress.

• Obviamente, los desplazamientos resultantes de un análisis elástico son mucho menores que los que resultan de un análisis elasto-plástico, por lo que ambos casos no deben compararse.

Conforme con todo lo anterior puede concluirse que es posible utilizar un modelo elástico para eva-luar la distribución global de esfuerzos en el macizo rocoso; sin embargo, debe tenerse presente que en el caso de alturas bajas a medias de columna (e.g. ≤ 250 m) se subvalúa la magnitud del abutment stress en el frente de socavación (un 20% a un 25%), mientras que en el caso de colum-nas medias a altas (e.g. ≥ 400 m) se sobrevalúa esta magnitud (un 25% a un 40%) (esto en base al análisis comparativo de los resultados de los modelos numéricos aquí analizados). Quizás más im-portante, en este último caso los modelos elásticos tienden a producir zonas de abutment stress con menor extensión en profundidad, o sea por debajo y hacia atrás del frente de socavación.



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GEOMETRIA 0: H = 100 m / s = 100 mMODELO ELASTICOESFUERZO PRINCIPAL MAYOR

Figura 8.5: Distribución del esfuerzo principal mayor para una altura de columna de 100 m y una socava-

ción adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y un modelo elásti-co.

GEOMETRIA 0: H = 100 m / s = 100 mMODELO ELASTO-PLASTICOESFUERZO PRINCIPAL MAYOR


ción adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y un modelo elas-to-plástico.



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GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 200 mMODELO ELASTICOESFUERZO PRINCIPAL MAYOR

Figura 8.7: Distribución del esfuerzo principal mayor en el frente de socavación (zona de abutment stress),

para una altura de columna de 800 m y una socavación adelantada 200 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y un modelo elástico.

GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 200 mMODELO ELASTO-PLASTICOESFUERZO PRINCIPAL MAYOR

Figura 8.8: Distribución del esfuerzo principal mayor en el frente de socavación (zona de abutment stress),

para una altura de columna de 800 m y una socavación adelantada 200 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y un modelo elasto-plástico.



- 102 -

ESFUERZO PRINCIPAL MAYORMODELO ELASTICO

GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 100 m

Figura 8.9: Extensión de la zona de abutment stress (en verde), para una altura de columna de 800 m y una socavación adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y un modelo elástico.

ESFUERZO PRINCIPAL MAYORMODELO ELASTO-PLASTICO

GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 100 m

Figura 8.10: Extensión de la zona de abutment stress (en verde), para una altura de columna de 800 m y una socavación adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y un modelo elasto-plástico.



- 103 -

EFECTO DE LA FORMA DE LA PARED DE LA CAVIDAD

Los resultados obtenidos para las 3 geometrías aquí analizadas (ver Figura 7.1 en página 90), per-miten señalar lo siguiente respecto a la influencia o efecto que pudiera tener la forma de la pared de la cavidad:

• No tiene mayor influencia en la distribución de esfuerzos ni en el campo de desplazamientos que experimenta el macizo rocoso por debajo del Nivel de Socavación. Esto se ilustra en el ejemplo que se muestra en Figuras 8.11 a 8.16 de páginas siguientes.

• Tiene muy poca influencia en la distribución del esfuerzo principal mayor en el macizo rocoso por encima del Nivel de Socavación y por delante del frente de socavación. Esto se ilustra en el ejemplo que se muestra en Figuras 8.11 a 8.13 de páginas siguientes.

• Si tiene influencia en la distribución del esfuerzo principal menor en el macizo rocoso por en-cima del Nivel de Socavación y por delante del frente de socavación. Esto se ilustra en el ejemplo que se muestra en Figuras 8.14 a 8.16 de páginas siguientes, y al respecto cabe se-ñalar que:

Esta influencia aumenta con la altura de la columna sólida a extraer, resultando poco importante para alturas de menos de unos 250 m y haciéndose notoria para alturas de más de 400 m.

En la medida que aumenta la altura en que la pared se inclina hacia la zona en extrac-ción y luego cambia su inclinación (“nariz”), la extensión de las zonas más traccionadas aumenta.

Conforme con esto, en la medida que aumenta la altura en que la pared se inclina hacia la zona en extracción y luego cambia su inclinación (“nariz”), se haría más fácil el desarme del macizo rocoso por encima del Nivel de Socavación y por delante del frente de socavación.

Conforme con esto, en la medida que aumenta la altura en que la pared se inclina hacia la zona en extracción y luego cambia su inclinación (“nariz”), se haría más difícil el mantener una pared muy empinada por encima de esta “nariz”.

• Si tiene influencia en los desplazamientos horizontales del macizo rocoso por encima del Ni-vel de Socavación y por delante del frente de socavación, en forma similar a lo indicado res-pecto al esfuerzo principal menor. Esta influencia aumenta con la altura de la columna sólida a extraer.

• Si tiene influencia en la generación de zonas traccionadas por encima del techo de la socava-ción cuando la distancia entre los frentes de socavación y de extracción excede los 60 m. En la medida que aumenta la altura en que la pared se inclina hacia la zona en extracción y luego cambia su inclinación (“nariz”), la extensión de estas zonas traccionadas aumenta. Esta in-fluencia aumenta con la altura de la columna sólida a extraer.

Conforme con todo lo anterior puede concluirse que la geometría de la pared de la cavidad, definida por la “nariz” donde se produce el cambio de inclinación de la pared (o bien la ausencia de esta “na-riz”), no tiene influencia por debajo del Nivel de Socavación pero si influye en la extensión de even-tuales zonas traccionadas y en los desplazamientos horizontales del macizo rocoso por encima del techo de la socavación y delante del frente de socavación. Esta influencia aumenta con la altura de la columna sólida a extraer, resultando poco importante para alturas de menos de unos 250 m y haciéndose notoria para alturas de más de 400 m.



- 104 -

ESFUERZO PRINCIPAL MAYOR

GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 100 m


GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 100 m

Figura 8.11: Distribución del esfuerzo principal mayor para una altura de columna de 400 m y una socava-ción adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0).


GEOMETRIA 1: H = 400 m / s = 100 m


GEOMETRIA 1: H = 400 m / s = 100 m

Figura 8.12: Distribución del esfuerzo principal mayor para una altura de columna de 400 m y una socava-ción adelantada 100 m, para el caso de una pared con una “nariz” ubicada a 50 m por encima del piso de la socavación (Geometría 1).



- 105 -


GEOMETRIA 2: H = 400 m / s = 100 m


GEOMETRIA 2: H = 400 m / s = 100 m

Figura 8.13: Distribución del esfuerzo principal mayor para una altura de columna de 400 m y una socava-ción adelantada 100 m, para el caso de una pared con una “nariz” ubicada a 100 m por encima del piso de la socavación (Geometría 2).

ESFUERZO PRINCIPAL MENOR

GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 100 m


GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 100 m

Figura 8.14: Distribución del esfuerzo principal menor para una altura de columna de 400 m y una socava-ción adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0).



- 106 -


GEOMETRIA 1: H = 400 m / s = 100 m


GEOMETRIA 1: H = 400 m / s = 100 m

Figura 8.15: Distribución del esfuerzo principal menor para una altura de columna de 400 m y una socava-ción adelantada 100 m, para el caso de una pared con una “nariz” ubicada a 50 m por encima del piso de la socavación (Geometría 1).


GEOMETRIA 2: H = 400 m / s = 100 m


GEOMETRIA 2: H = 400 m / s = 100 m

Figura 8.16: Distribución del esfuerzo principal menor para una altura de columna de 400 m y una socava-ción adelantada 100 m, para el caso de una pared con una “nariz” ubicada a 100 m por encima del piso de la socavación (Geometría 2).



- 107 -

EFECTO DE LA PRESENCIA DE UNA ZONA DEGRADADA POR EFECTO DEL DESCONFINAMIENTO DELANTE DE LA PARED DE LA CAVIDAD

Para evaluar el posible efecto de la “degradación” del macizo rocoso en la periferia de la pared de la cavidad, por efecto del desconfinamiento; se consideró también el caso en que por delante de la pa-red de la cavidad se produce una zona “degradada”, con una potencia del orden del 20% de la altura de la columna sólida a extraer y con las propiedades mecánicas que se describen en página 91. Los resultados obtenidos permiten señalar lo siguiente respecto a la influencia o efecto que pudiera tener la presencia de esta zona degradada:

• No tiene mayor influencia en la distribución de esfuerzos que experimenta el macizo rocoso por debajo del Nivel de Socavación, como se ilustra en Figuras 8.17 a 8.28 de páginas si-guientes; aunque en el caso de un análisis elasto-plástico puede producir un aumento en la magnitud del abutment stress en el frente de socavación en el caso de bloques de altura alta (e.g. ≥ 600 m), si la distancia entre los frentes de socavación y de extracción excede los 100 m.

• Tiene muy poca influencia en la distribución de esfuerzos que experimenta el macizo rocoso por encima del Nivel de Socavación, sin perjuicio de que se produce una “discontinuidad” en el límite de la zona degradada. Esto se ilustra en el ejemplo que se muestra en Figuras 8.17 a 8.28 de páginas siguientes.

• No tiene mayor influencia en la distribución de desplazamientos que se produce en el macizo rocoso; aunque la magnitud de éstos puede variar del 5% al 25% respecto al caso en que no se considera la zona elástica (dependiendo del modelo constitutivo, de la altura de columna de roca y de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción)25.

• Si tiene influencia en la distribución de “factores de resistencia” (equivalentes al factor de se-guridad usado en taludes rocosos); ya que la zona degradada falla más fácilmente que el re-sto del macizo rocoso, esta influencia se hace relativamente menos importante en la medida que aumenta la altura de la columna de roca y la distancia entre los frentes de socavación y de extracción.

Conforme con todo lo anterior puede concluirse que la presencia de una zona “degradada” por de-lante de la pared de la cavidad, con una potencia del orden del 20% de la altura de bloque, no ten-dría un efecto mayor en la distribución de esfuerzos en el macizo rocoso, especialmente por debajo del Nivel de Socavación; aunque sí se traduciría en un aumento del 5% al 25% en la magnitud de los desplazamientos del macizo rocoso hacia la cavidad.

25 Esta variación no presenta una tendencia clara, debido a la interacción que juegan los distintos factores considerados: modelo

constitutivo (elástico o elasto-plástico, altura de columna y distancia entre los frentes de socavación y de extracción).



- 108 -

ESFUERZO PRINCIPAL MAYORMODELO ELASTICOSIN ZONA DESCONFINADA

GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 100 m

Figura 8.17: Distribución del esfuerzo principal mayor para una altura de columna de 800 m y una socava-ción adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y sin zona degra-dada.

ESFUERZO PRINCIPAL MAYORMODELO ELASTICOCON ZONA DESCONFINADA

GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 100 m

ZONADESCONFINADA

( 0.2H )


ción adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y con zona degra-dada.



- 109 -


GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 160 m



GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 160 m

ZONADESCONFINADA

( 0.2H )





- 110 -


GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 200 m



GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 200 m

ZONADESCONFINADA

( 0.2H )





- 111 -

ESFUERZO PRINCIPAL MENORMODELO ELASTICOSIN ZONA DESCONFINADA

GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 100 m

Figura 8.23: Distribución del esfuerzo principal menor para una altura de columna de 800 m y una socava-ción adelantada 100 m, para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0) y sin zona degra-dada.

ESFUERZO PRINCIPAL MENORMODELO ELASTICOCON ZONA DESCONFINADA

GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 100 m

ZONADESCONFINADA

( 0.2H )





- 112 -


GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 160 m



GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 160 m

ZONADESCONFINADA

( 0.2H )





- 113 -


GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 200 m



GEOMETRIA 0: H = 800 m / s = 200 m

ZONADESCONFINADA

( 0.2H )





- 114 -

EFECTO DE LA PRESENCIA DE ESTRUCTURAS

Para evaluar el efecto de las estructuras presentes en el macizo rocoso se consideró la variación del “factor de resistencia”, al considerar estructuras ubicuas con distinto manteo, y una resistencia defi-nida por un ángulo de fricción de 35° y una cohesión de 0.5 MPa (para tomar en cuenta implícita-mente la presencia de “puentes” de roca). Los resultados obtenidos permiten señalar lo siguiente:

• Como se ilustra en Figuras 8.29 a 8.31, para alturas de columna mineralizada bajas a medias (e.g. ≤ 400 m) la presencia de estructuras de bajo manteo hacia la cavidad (e.g. ≤ 30°) tendría influencia principalmente por debajo del piso del Nivel de Socavación y por encima de la so-cavación adelantada si la distancia entre los frentes de socavación y de extracción no excede los 50 m; sin embargo si esta distancia excede los 100 m estas estructuras influirían también en el macizo rocoso que se ubica por delante de la pared de la cavidad y por encima del te-cho de la socavación, en forma similar a lo que ocurre en un talud rocoso.

• Como se ilustra en Figuras 8.32 a 8.33, para alturas de columna mineralizada bajas a medias (e.g. ≤ 400 m) la presencia de estructuras de manteo moderado hacia la cavidad (e.g. 45° a 60°) tendría influencia no solo por debajo del piso del Nivel de Socavación y por encima de la socavación adelantada; sino que también en el macizo rocoso que se ubica por delante de la pared de la cavidad y por encima del techo de la socavación, en forma similar a lo que ocurre en un talud rocoso, si la distancia entre los frentes de socavación y de extracción se hace igual o mayor que 50 m.

• Como se ilustra en Figuras 8.34 a 8.35, para alturas de columna mineralizada bajas a medias (e.g. ≤ 400 m) la presencia de estructuras de manteo empinado hacia la cavidad (e.g. 75° a 90°) tendría influencia no solo por debajo del piso del Nivel de Socavación y por encima de la socavación adelantada; sino que también en el macizo rocoso que se ubica por delante de la pared de la cavidad y por encima del techo de la socavación, en forma similar a lo que ocurre en un talud rocoso, incluso si la distancia entre los frentes de socavación y de extracción es menor que 50 m.

• Para alturas de columna mineralizada altas (e.g. ≥ 600 m) la presencia de estructuras de cualquier manteo ve aumentada su influencia, independientemente de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción. Así, por ejemplo, basta una distancia de 50 m entre estos frentes para que el efecto de las estructuras de bajo manteo hacia la cavidad (e.g. ≤ 30°) se extienda también al macizo rocoso que se ubica por delante de la pared de la cavidad y por encima del techo de la socavación, en forma similar a lo que ocurre en un talud rocoso.

Conforme con todo lo anterior puede concluirse que la presencia de estructuras si afecta el desarme o ruptura del macizo rocoso, dependiendo la importancia de este efecto del manteo de las estructu-ras, de su resistencia, de la altura de la columna de roca y de la distancia entre los frentes de soca-vación y de extracción, s. Para las resistencias aquí consideradas, todas las estructuras tienen efecto por debajo del piso del Nivel de Socavación y por encima del techo de la socavación adelan-tada; sin embargo, para que este efecto se extienda también al macizo rocoso que se ubica por de-lante de la pared de la cavidad y por encima del techo de la socavación, en forma similar a lo que ocurre en un talud rocoso, es preciso que la altura de columna sea alta (e.g. ≥ 600 m), o que las es-tructuras tengan un manteo hacia la cavidad de más de 45° y s sea del orden de 50 m, o que s sea mayor a 100 m.



- 115 -

FACTOR DE RESISTENCIAMODELO ELASTO-PLASTICOESTRUCTURAS UBICUAS A 0°

GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 50 m

Figura 8.29: Distribución del factor de resistencia (equivalente al factor de seguridad usado en taludes) para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0), con una altura de columna de 400 m, una so-cavación adelantada 50 m, y estructuras ubicuas con un manteo de 0°.


GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 50 m

Figura 8.30: Distribución del factor de resistencia (equivalente al factor de seguridad usado en taludes) para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0), con una altura de columna de 400 m, una so-cavación adelantada 50 m, y estructuras ubicuas con un manteo de 15° hacia la cavidad.



- 116 -


GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 50 m



GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 50 m




- 117 -


GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 50 m



GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 50 m




- 118 -

Obviamente, lo antes expuesto tiene relación con el problema de dilución, el cual sería favorecido por la presencia de estructuras con manteos de más de 45° hacia la cavidad, especialmente en el caso de columnas sólidas altas o de más de 600 m.

EFECTO DE LA ESQUINA QUE FORMAN LOS FRENTES ACTIVOS (QUE AVANZA) Y PASIVO (QUE PERMANECE ESTACIONARIO)

Para evaluar la variación, respecto a la condición bidimensional, que podría existir en la vecindad de la “esquina” o “vértice en planta” que forma la intersección de los frentes activos (que avanza) y pa-sivo (que permanece estacionario), se analizó un modelo tridimensional elástico de diferencias fini-tas conforme con lo expuesto en página 93. Los resultados obtenidos permiten señalar que:

• Como se ilustra en Figuras 8.36 y 8.37, en la esquina vertical que definen las caras dela ca-vidad (i.e. los frentes de extracción activo y pasivo), se produce una concentración de esfuer-zos que tiende a “confinar” el macizo rocoso. Este efecto depende poco de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción, a menos que ésta exceda el 50% de la altura del bloque o columna mineralizada.

• Esto se traduce en que los desplazamientos del macizo rocoso en esta esquina (hacia la ca-vidad) son sustancialmente menores que los desplazamientos que el mismo macizo presenta a distancias de esta esquina del orden del 30% al 50% de la altura del bloque o columna mi-neralizada a extraer. Esto se ilustra en Figura 8.38.


GEOMETRIA 0: H = 400 m / s = 50 m

Figura 8.35: Distribución del factor de resistencia (equivalente al factor de seguridad usado en taludes) para el caso de una pared sin “nariz” (Geometría 0), con una altura de co-lumna de 400 m, una socavación adelantada 50 m, y estructuras ubicuas con un manteo de 90°.



- 119 -

Figura 8.36: Distribución del esfuerzo principal mayor en la “esquina” de la cavidad definida

por la extracción, para el caso de una altura de columna de 800 m y con una socavación adelantada 50 m. En esta figura el frente “activo” se ubica a la de-recha.

Figura 8.37: Distribución del esfuerzo principal mayor en la “esquina” de la cavidad definida

por la extracción, para el caso de una altura de columna de 800 m y con una socavación adelantada 200 m. En esta figura el frente “activo” se ubica a la de-recha.



- 120 -

• Como se ilustra en Figuras 8.39 y 8.40, a la elevación del Nivel de la Socavación la magnitud

del abutment stress se hace menor en el contorno de esta esquina, produciéndose una zona menos solicitada que alcanza distancias del orden del 10% al 20% de la altura de columna, respecto a la esquina. Por otra parte, la extensión de la zona de abutment stress aumenta al aumentar la distancia entre los frentes de socavación y de extracción, alcanzando una exten-sión máxima del orden del 10% de la altura de columna sólida.

• Por otra parte, como se ilustra en Figuras 8.41 a 8.52, la zona de abutment stress es máxima a una gran distancia de la esquina y disminuye en la medida que se acerca a la esquina.

Conforme con todo lo anterior puede concluirse que un análisis bidimensional es conservador en lo que dice relación con la evaluación de la zona de abutment stress, pero tiende a sobrevaluar los desplazamientos del macizo rocoso hacia la cavidad. Sin perjuicio de esto, debe señalarse también que un análisis bidimensional no sería válido a distancias pequeñas (i.e. del orden del 20% de la al-tura de columna o menores) de la esquina que forman los frentes activo y pasivo.

Figura 8.38: Distribución de desplazamientos horizontales en el macizo rocoso, que ilustra como la “nariz”

corresponde a una zona de poco desplazamiento y donde las zonas de máximo desplazamien-to ocurren a distancias de esta “nariz” del orden del 30% al 50% de la altura de la columna só-lida (800 m en este caso). En esta figura el frente “activo” se ubica a la derecha.



- 121 -

Figura 8.39: Distribución en planta y a la altura del Nivel de Socavación del esfuerzo princi-

pal mayor (la zona de abutment stress está en rojo), para el caso de una altura de columna de 800 m y con una socavación adelantada 50 m. La distancia “d” define la posición de las secciones verticales de Figuras 8.41 a 8.46.

Figura 8.40: Distribución en planta y a la altura del Nivel de Socavación del esfuerzo princi-

pal mayor (la zona de abutment stress está en rojo), para el caso de una altura de columna de 800 m y con una socavación adelantada 200 m. La distancia “d” define la posición de las secciones verticales de Figuras 8.47 a 8.52.



- 122 -

Figura 8.41: Distribución del esfuerzo principal mayor en una sección vertical, perpendicular

al frente de socavación activo, y a una distancia “d” igual a 2 veces la altura de columna. Caso de 800 m de altura de columna y una socavación adelantada 50 m.


al frente de socavación activo, y a una distancia “d” igual a la altura de colum-na. Caso de 800 m de altura de columna y una socavación adelantada 50 m.



- 123 -


al frente de socavación activo, y a una distancia “d” igual a 0.5 veces la altura de columna. Caso de 800 m de altura de columna y una socavación adelanta-da 50 m.





- 124 -




al frente de socavación activo, y a una distancia “d” igual a 0. Caso de 800 m de altura de columna y una socavación adelantada 50 m.



- 125 -


al frente de socavación activo, y a una distancia “d” igual a 2 veces la altura de columna. Caso de 800 m de altura de columna y una socavación adelantada 200 m.


al frente de socavación activo, y a una distancia “d” igual a la altura de colum-na. Caso de 800 m de altura de columna y una socavación adelantada 200 m.



- 126 -







- 127 -




al frente de socavación activo, y a una distancia “d” igual a 0. Caso de 800 m de altura de columna y una socavación adelantada 200 m.



- 128 -

EFECTO DE LA ALTURA DE COLUMNA

Obviamente la altura de columna tiene un efecto directo sobre la distribución de esfuerzos en al ma-cizo rocoso y, también, en el campo de desplazamientos; sin embargo, uno de los aspectos de ma-yor interés dice relación con la magnitud y extensión de la zona de abutment stress. Para evaluar este efecto en forma comparativa se procedió a normalizar los valores de los esfuerzos principales mayor, σ1, y menor, σ3, respecto a la altura de columna, H, en la siguiente forma:

HN ×=

γσσ 1

1

HN ×=

γσσ 3

3

donde σ1N y σ3N son los valo-res normalizados de σ1 y σ3, y γ es el peso unitario del maci-zo rocoso ( se supuso igual a 2.7 ton/m3).

Conforme con esto, se utili-zaron los resultados de los modelos elasto-plásticos (pa-ra lograr una mejor represen-tación de la condición real se prefirieron a los modelos elásticos) para definir la va-riación de estos esfuerzos principales normalizados en los planos que se muestran en Figura 8.53:

• Un plano horizontal 5 m por encima del piso del Nivel de Socava-ción.

• Un plano inclinado 45° por delante del frente de extracción.

• Un plano vertical bajo el frente de extracción.

• Un plano inclinado 45° por detrás del frente de extracción.

La variación de los esfuerzos principales en estos planos se presenta en las figuras de Anexo C, las cuales pueden utilizarse para evaluar la magnitud de los esfuerzos principales asociados a distintas alturas de columna sólida (en el rango de 100 a 800 m). Por otra parte, en Figuras 8.54 a 8.56 de páginas siguientes se resumen estos resultados.

s

PLANO VERTICAL BAJOEL FRENTE DE EXTRACCION

s

PLANO HORIZONTAL 5 m POR ENCIMADEL PISO DEL NIVEL DE SOCAVACION

s

PLANO INCLINADO 45° POR DELANTEDEL FRENTE DE EXTRACCION

s

PLANO INCLINADO 45° POR DETRASDEL FRENTE DE EXTRACCION

s


sss


s


sss


s


sss


s


sss


Figura 8.53: Planos considerados para calcular la variación de los esfuerzos

principales normalizados respecto a la altura de columna.



- 129 -

0 50 100 150 200 250 300 350 400

DISTANCIA AL FRENTE DE EXTRACCIÓN (m)

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20ES

FUER

ZO V

ERTI

CAL

NO

RMAL

IZAD

O

s = 120 m

s = 200 m

s = 150 m

s = 100 m

s = 80 ms = 50 m

s = 0 m

SV = γHSVN

Figura 8.54: Variación de la magnitud del esfuerzo vertical a la elevación del Nivel de Socavación, en fun-ción de la distancia x entre el punto de evaluación y el Frente de Extracción, para distintas dis-tancias s entre los Frentes de Extracción y de Socavación.



- 130 -

0 50 100 150 200 250 300 350 400


1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20ES

FUER

ZO P

RIN

CIP

AL

MA

YOR

NO

RM

ALI

ZAD

O

s = 120 m

s = 200 m

s = 150 m

s = 100 m

s = 80 ms = 50 ms = 0 m

S1 = γHS1N

Figura 8.55: Variación de la magnitud del esfuerzo principal mayor a la elevación del Nivel de Socavación, en función de la distancia x entre el punto de evaluación y el Frente de Extracción, para distin-tas distancias s entre los Frentes de Extracción y de Socavación (note que la dirección en que actúa el esfuerzo principal mayor NO NECESARIAMENTE es vertical).



- 131 -

0 50 100 150 200 250 300 350 400


1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

5.0

5.5

6.0

6.5

7.0ES

FUER

ZO P

RIN

CIP

AL

MA

YOR

NO

RM

ALI

ZAD

O

s = 120 m

s = 200 m

s = 150 m

s = 100 ms = 80 m

s = 50 m

s = 0 m

S3 = γHS3N

x

s

S3N

x

s

x

s

S3N

Figura 8.56: Variación de la magnitud del esfuerzo principal menor a la elevación del Nivel de Socavación, en función de la distancia x entre el punto de evaluación y el Frente de Extracción, para distin-tas distancias s entre los Frentes de Extracción y de Socavación (note que la dirección en que actúa el esfuerzo principal menor NO NECESARIAMENTE es vertical).



- 132 -

La interpretación y evaluación de los resultados de los modelos numéricos, así como de las curvas que se presentan en Anexo C, permite señalar lo siguiente respecto al efecto de la altura de colum-na:

• La magnitud del abutment stress en el frente de socavación aumenta al aumentar la altura de columna y excede los valores que podrían ser considerados aceptables en la práctica actual de Mina El Teniente (e.g. 60 a 75 MPa) cuando la altura de columna excede los 400 a 500 m.

• Para una altura de columna dada, H, la magnitud del abutment stress en el frente de socava-ción crece al aumentar la distancia entre los frentes de socavación y de extracción, s; sin em-bargo, este incremento comienza a ser francamente notorio cuando la distancia entre estos frentes es igual o mayor al 25% de la altura de columna. Por otra parte, la extensión de la zo-na de abutment stress en un plano horizontal por delante del frente de socavación (Plano 1 en Figura 8.53 de página 128) varía entre 50 y 100 m, dependiendo de la razón s/H.

• Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción en el esfuerzo principal mayor por delante y abajo del frente de extracción (Pla-no 2 en Figura 8.53 de página 128), es notorio hasta una distancia del orden del 50% de la al-tura de columna, en el caso de alturas bajas hasta medias (e.g. ≤ 400 m), y hasta una distan-cia del orden del 25% de la altura de columna, en el caso de alturas altas (e.g. ≥ 600 m).

• Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción en el esfuerzo principal mayor por debajo del frente de extracción (Plano 3 en Figura 8.53 de página 128), es notorio hasta una distancia del orden del 25% de la altura de columna.

• Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción en el esfuerzo principal mayor por detrás y abajo del frente de extracción (Plano 4 en Figura 8.53 de página 128), es notorio hasta una distancia del orden del 25% de la altura de columna.

• Para una altura de columna dada, H, la magnitud del esfuerzo de confinamiento por delante del frente de socavación crece en forma más o menos lineal al aumentar la distancia entre los frentes de socavación y de extracción, s; sin embargo, este incremento es -en términos relati-vos- más importantes cuando la altura de columna es baja a media (e.g. ≤ 250 m), y en el ca-so de alturas medias a altas (e.g. ≥ 400 m) se hace notorio solo cuando la distancia entre es-tos frentes se hace igual o mayor al 25% de la altura de columna.

• Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción en el esfuerzo principal menor por delante y abajo del frente de extracción (Pla-no 2 en Figura 8.53 de página 128), es notorio a una distancia que disminuye, en términos re-lativos, con la altura de columna: 1.0 a 2.0 veces H si H = 100 m, 0.5 a 1.0 veces H si H = 200 m, 0.25 a 0.5 veces H si H = 400 m, y 0.1 a 0.25 veces H si H = 800 m.

• Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción en el esfuerzo principal menor por debajo del frente de extracción (Plano 3 en Figura 8.53 de página 128), es notorio a una distancia que disminuye, en términos relativos, con la altura de columna: 1.5 a 2.0 veces H si H = 100 m, 0.75 a 1.0 veces H si H = 200 m, 0.4 a 0.6 veces H si H = 400 m, y 0.1 a 0.3 veces H si H = 800 m.

• Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción en el esfuerzo principal menor por detrás y abajo del frente de extracción (Plano 4 en Figura 8.53 de página 128), se hace muy poco notoria cuando esta distancia se hace igual o mayor a 50 m.



- 133 -

9 CALIBRACIÓN DE LOS RESULTADOS NUMÉRICOS

Con el propósito de evaluar la confiabilidad de los resultados de los modelos numéricos descritos en la sección anterior, en esta sección se analizan retrospectivamente algunos casos donde se dispone de mediciones de la zona de abutment stress en Mina El Teniente y, mediante una evaluación com-parativa, se discute la confiabilidad y aplicabilidad práctica de las curvas de Figuras 8.54 a 8.56.

La información a utilizar para este propósito se resume en Tabla 9.1 de página siguiente, e incluye mediciones efectuadas en los sectores productivos Ten 3 Isla HP, Ten 4 Sur, Ten Sub 6 y Esmeral-da. En lo que sigue se detalla el análisis retrospectivo de calibración de los resultados numéricos.

Sector Ten 3 Isla HP: (a) La altura de la columna de roca sólida varía entre 195 y 470 m, por lo que puede considerarse

un valor medio de unos 330 m. Suponiendo un peso unitario de 2.7 ton/m3, esto se traduce en un esfuerzo vertical medio de unos 9 MPa.

(b) La altura de la columna de material quebrado varía entre 0 y 204 m, por lo que puede consi-derarse un valor medio de unos 100 m. Suponiendo un peso unitario de 2.0 ton/3, esto se tra-duce en un esfuerzo vertical medio de unos 2 MPa.

(c) Conforme con (a) y (b) el esfuerzo vertical in situ sería de unos 11 MPa, lo que resulta equiva-lente a una altura de columna sólida de unos 400 m.

(d) Utilizando la curva para calcular el esfuerzo vertical normalizado que se derivó en la sección anterior (ver Figura 8.54), se procede de la siguiente manera:

(i) Se selecciona la curva para el caso s = 80 m.

(ii) Para cada valor de la distancia entre el punto de la medición de esfuerzos y el frente de extracción (valor de entrada al eje x) se determina el valor del esfuerzo vertical normalizado, SVN (valor de salida en el eje y).

(iii) Se determina el esfuerzo vertical, SV, conforme con lo siguiente:

VNV SHS ××= γ (9.1)

donde γ es el peso unitario de la roca (2.7 ton/m3) y H es la altura de la columna equivalente de roca sólida, en metros.

(iv) El valor resultante tiene unidades de ton/m2, y para transformarlo a MPa debe divi-dirse por 100.

(e) Los resultados obtenidos se resumen en Tabla 9.2 e indican una concordancia buena a acep-table, ya que el error medio de la predicción es menor del 5% en la zona donde el abutment stress es mayor y alcanza un 15% en la zona donde el abutment stress se hace menor (por lo que el error resulta menos importante desde un punto de vista práctico).

(f) Por lo tanto, puede concluirse que en este caso la predicción lograda utilizando las curvas que se derivaron en este estudio puede considerarse buena para fines de ingeniería.



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Tabla 9.1 MEDICIONES DE ESFUERZOS EN LA ZONA DE ABUTMENT STRESS EN MINA EL TENIENTE

(EN BASE A INFORMACIÓN PROPORCIONADA POR P. CAVIERES)

HS HQ s x SV S1 S3 Sector Productivo

Litología Predominante (m) (MPa)

Comentarios Referencia

10 a 15 80 a 60

15 a 20 - - -

20 a 30 55 a 45

30 a 40 50 a 45

Ten 3 Isla HP Diorita Primaria

195 a

470

0 a

204 80

> 40 45 a 40

Mediciones efectua-das en el UCL-2 del Ten 3 isla HP.

PL-I-51/94

0 a 10 65 a 50

10 a 20 60 a 50

20 a 30 50 a 35

30 a 40 35 a 20

Ten 4 Sur Andesita Primaria 260 270 0

(PCC)

> 40 20 a 10

Se midió la variación del esfuerzo, por lo que los valores aquí reseñados suponen un valor inicial in situ (i.e. pre-minería) de unos 12 MPa.

CTU-7965

0 a 15 70 a 40

15 a 30 60 a 40

30 a 60 50 a 30

60 a 70 45 a 30

Ten Sub 6 N Fw 1

Andesita Primaria

180 a

500 - - - 0

(PCC)

> 70 40 a 30

Mediciones de es-fuerzos en los pila-res del Nivel de Pro-ducción.

PL-I-098/1999

< -60 15 a 20 ≈ 10

-60 a –40 15 a 30 10 a 15

-40 a -20 30 a 70 15 a 25

-20 a 0 70 a 90 25 a 45

0 a 20 90 a 75 50 a 40

20 a 40 75 a 65 45 a 35

40 a 60 70 a 60 35 a 30

60 a 80 60 a 50 35 a 25

> 80 50 a 45 30 a 25

Interpretación de los resultados de medi-ciones de esfuerzos en el Nivel de Pro-ducción.

0 a 10 85 a 75 45 a 35

10 a 20 75 a 70 35 a 30

20 a 30 70 a 65 30 a 25

30 a 40 65 a 60 28 a 22

40 a 50 62 a 58 25 a 20

50 a 60 58 a 55 22 a 18

60 a 80 55 a 50 20 a 15

80 a 100 50 a 45 18 a 12

Esmeralda (Centro)

Andesita Primaria

& Diorita

Primaria

110 a

170

350 a

500 80

> 100

45 a 40 15 a 10

Interpretación de los resultados de medi-ciones de esfuerzos en el Nivel de Soca-vación.

Rojas & Cavieres (2001)

HS Altura de columna de roca sólida (se presenta el rango de valores o el valor más representativo) HQ Altura de columna de roca quebrada (se presenta el rango de valores o el valor más representativo) s Distancia media entre los frentes de socavación y de extracción. x Distancia entre el punto donde se efectuó la medición y el frente de socavación. PCC Panel caving convencional (el frente de extracción coincide con el frente de socavación). SV Esfuerzo vertical. S1 Esfuerzo principal mayor. S3 Esfuerzo principal menor.



- 135 -

Tabla 9.2

EVALUACIÓN DE LA CALIDAD DE LA PREDICCIÓN DEL ESFUERZO VERTICAL UCL-2 SECTOR TEN 3 ISLA HP, MINA EL TENIENTE

Esfuerzo Vertical (MPa) Distancia al Frente de Extracción (m)

Medido Calculado Error Medio (%)

10 a 15 80 a 60 73 + 4 20 a 30 55 a 45 50 0 30 a 40 50 a 45 41 + 5

> 40 45 a 40 36 - 15

Sector Ten 4 Sur: (a) La altura de la columna de roca sólida es de 260 m. Suponiendo un peso unitario de 2.7

ton/m3, esto se traduce en un esfuerzo vertical medio de unos 7 MPa.

(b) La altura de la columna de material quebrado es de 270 m. Suponiendo un peso unitario de 2.0 ton/3, esto se traduce en un esfuerzo vertical medio de unos 5 MPa.


(d) Utilizando la curva para calcular el esfuerzo vertical normalizado que se derivó en la sección anterior (ver Figura 8.54), se procede de la siguiente manera:



(iii) Se determina el esfuerzo vertical, SV, conforme con la ecuación (9.1).

(e) Los resultados obtenidos se resumen en Tabla 9.3 e indican una concordancia buena a acep-table, ya que el error medio de la predicción es del orden del 15% en la zona donde el abut-ment stress es mayor y excede el 50% en la zona donde el abutment stress se hace menor (por lo que el error resulta menos importante desde un punto de vista práctico).

(f) Por lo tanto, puede concluirse que en este caso la predicción lograda utilizando las curvas que se derivaron en este estudio puede considerarse aceptable para fines de ingeniería.

Tabla 9.3

EVALUACIÓN DE LA CALIDAD DE LA PREDICCIÓN DEL ESFUERZO VERTICAL SECTOR TEN 4 SUR, MINA EL TENIENTE



00 a 10 65 a 50 67 + 17 10 a 20 60 a 50 48 - 13 20 a 30 50 a 35 37 - 13 30 a 40 35 a 20 32 + 16

> 40 20 a 10 26 + 70



- 136 -

Sector Ten Sub 6: (a) La altura de la columna de roca sólida varía entre 180 y 500 m, por lo que puede considerarse

un valor medio de unos 340 m. Suponiendo un peso unitario de 2.7 ton/m3, esto se traduce en un esfuerzo vertical medio de unos 9 MPa.

(b) No hay columna de material quebrado.

(c) Utilizando la curva para calcular el esfuerzo vertical normalizado que se derivó en la sección anterior (ver Figura 8.54), se procede de la siguiente manera:



(iii) Se determina el esfuerzo vertical, SV, conforme con la ecuación (9.1).

(iv) Como las mediciones se efectuaron en los pilares del Nivel de Producción, los valo-res calculados en (iii) se incrementan en un 35% para considerar el efecto del área tributaria.

(d) Los resultados obtenidos se resumen en Tabla 9.4 e indican una concordancia buena a acep-table, ya que el error medio de la predicción es del orden del 15% en la zona donde el abut-ment stress es mayor y del orden del 20% al 30% en la zona donde el abutment stress se hace menor (por lo que el error resulta menos importante desde un punto de vista práctico).

(e) Por lo tanto, puede concluirse que en este caso la predicción lograda utilizando las curvas que se derivaron en este estudio puede considerarse aceptable para fines de ingeniería.

Tabla 9.4

EVALUACIÓN DE LA CALIDAD DE LA PREDICCIÓN DEL ESFUERZO VERTICAL NIVEL DE PRODUCCIÓN, SECTOR TEN SUB 6, MINA EL TENIENTE



00 a 15 70 a 40 63 + 15 15 a 30 60 a 40 43 - 14 30 a 60 50 a 30 33 - 18 60 a 70 45 a 30 30 - 29

> 70 40 a 30 28 - 20

Sector Esmeralda: (a) La altura de la columna de roca sólida es, en el sector que interesa, de unos 110 m. Supo-

niendo un peso unitario de 2.7 ton/m3, esto se traduce en un esfuerzo vertical medio de unos 3 MPa.

(b) La altura de la columna de material quebrado es de unos 400 m. Suponiendo un peso unitario de 2.0 ton/3, esto se traduce en un esfuerzo vertical medio de unos 8 MPa.




- 137 -

(d) Utilizando las curvas para calcular los esfuerzos principal mayor y menor normalizados que se derivaron en la sección anterior (ver Figuras 8.55 y 8.56), se procede de la siguiente manera:


(ii) Para cada valor de la distancia entre el punto de la medición de esfuerzos y el frente de extracción (valor de entrada al eje x) se determina el valor del esfuerzo principal mayor normalizado, S1N, y del esfuerzo principal menor normalizado, S3N (valor de salida en el eje y).

(iii) Se determina el esfuerzo principal mayor, S1, y el esfuerzo principal menor, S3, con-forme con lo siguiente:

NSHS 11 ××= γ (9.2)

NSHS 33 ××= γ (9.3)

donde γ es el peso unitario de la roca (2.7 ton/m3) y H es la altura de la columna equivalente de roca sólida, en metros.

(e) En lo que dice relación con el esfuerzo principal mayor, los resultados obtenidos se resumen en Tabla 9.5 e indican una concordancia aceptable, ya que el error medio de la predicción es en promedio del orden del 15% en la zona donde el abutment stress es máximo y cuando el error se hace mayor (alcanza un máximo de 28%) es por el lado de la seguridad. Por otra parte, el error no excede el 10% en la zona donde el abutment stress se hace menor (aunque aquí el error resulta menos importante desde un punto de vista práctico).

(f) En lo que dice relación con el esfuerzo principal menor, los resultados obtenidos se resumen en Tabla 9.5 e indican una concordancia buena, ya que el error medio de la predicción no ex-cede el 10% en la zona donde el abutment stress es máximo, y cuando el error se hace ma-yor (alcanza un máximo de 20%) es en la zona donde el abutment stress se hace menor (por lo que aquí el error resulta menos importante desde un punto de vista práctico).

(g) Por lo tanto, puede concluirse que en este caso la predicción lograda utilizando las curvas que se derivaron en este estudio puede considerarse aceptable para fines de ingeniería.

Tabla 9.5

EVALUACIÓN DE LA CALIDAD DE LA PREDICCIÓN DEL ESFUERZO VERTICAL NIVEL DE SOCAVACIÓN, SECTOR ESMERALDA, MINA EL TENIENTE

Esfuerzo Principal Mayor (MPa) Esfuerzo Principal Menor (MPa) Distancia al Frente de Extracción (m) Medido Calculado Error (%) Medido Calculado Error (%)

00 a 10 85 a 75 103 + 28 45 a 35 36 - 10

10 a 20 75 a 70 81 + 12 35 a 30 32 - 2

20 a 30 70 a 65 68 0 30 a 25 27 - 2

30 a 40 65 a 60 60 - 4 28 a 22 24 - 4

40 a 50 62 a 58 55 - 8 25 a 20 21 -7

50 a 60 58 a 55 52 - 8 22 a 18 19 - 5

60 a 80 55 a 50 48 - 8 20 a 15 18 + 3

80 a 100 50 a 45 44 - 7 18 a 12 16 + 7

> 100 45 a 40 39 - 8 15 a 10 15 + 20



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Por lo tanto puede concluirse que las curvas que se proponen en este informe para predecir la mag-nitud y extensión de la zona de abutment stress, en función de variables normalizadas respecto a la altura equivalente de columna sólida, entregan resultados aceptables y pueden utilizarse para los efectos de ingeniería de perfil o incluso conceptual.

Sin perjuicio de lo anterior, las etapas de ingeniería básica y de detalle requerirán de un análisis más detallado para predecir con mayor precisión las características de la zona de abutment stress.



- 139 -

10 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

Como resultado de este trabajo puede señalarse lo siguiente:

(a) Se ha resumido la evolución del método de explotación por hundimiento en Mina El Teniente.

(b) Se desarrolló un benchmarking de la minería mediante block y panel caving, concluyéndose que:

o Alturas de columna mineralizada menores que 60 m actualmente pueden considerarse muy bajas, sin perjuicio del hecho que se han explotado columnas tan bajas como 20 m.

o En el caso de minería por block caving: • Una altura de columna de menos de 100 m puede considerarse como una altura baja,

para los estándares actuales de la práctica minera nacional e internacional. • Una altura de columna del orden de 100 a 150 m puede considerarse como una altura

media, o típica de la práctica minera nacional e internacional (de hecho el valor medio y la moda de las alturas que se presentan en las tablas precedentes son iguales a 135 y 150 m, respectivamente).

• Una altura de columna del orden de 150 a 250 m puede considerarse como una altura media a alta (pero no inusual o con pocos precedentes en la práctica minera nacional e internacional).

• Una altura de columna del orden de 250 a 350 m puede considerarse como una altura al-ta (con pocos precedentes en la práctica minera nacional e internacional).

• Una altura de columna de más de 350 m puede considerarse como una altura muy alta (sin o con muy pocos precedentes en la práctica minera nacional e internacional).

o En el caso de minería por panel caving: • Una altura de columna de menos de 100 m puede considerarse como una altura baja,

para los estándares actuales de la práctica minera nacional e internacional. • Una altura de columna de menos de 120 m puede considerarse como una altura baja,

para los estándares actuales de la práctica minera nacional e internacional. • Una altura de columna del orden de 150 a 200 m puede considerarse como una altura

media, o típica de la práctica minera nacional e internacional; sin perjuicio del hecho que en el caso particular de El Teniente este valor medio o típico se ubica en el rango de 200 a 250 m.

• Una altura de columna del orden de 200 a 300 m puede considerarse como una altura media a alta (pero no inusual o con pocos precedentes en la práctica minera nacional e internacional); sin perjuicio de que en el caso particular de El Teniente este valor se ubi-caría en el rango de 250 a 300 m.

• Una altura de columna del orden de 300 a 400 m puede considerarse como una altura al-ta (solo con algunos precedentes en la práctica minera nacional y sin precedentes en otros países).

• Una altura de columna de más de 400 m puede considerarse como una altura muy alta (con muy pocos precedentes en la práctica minera nacional, y sin precedentes en otros países).

o Conforme con lo anterior, las alturas de columna explotadas por panel caving tenderían a ser mayores que las explotadas por block caving, siendo esta diferencia del orden de 50 m.

o Las alturas de columna explotadas en los diversos sectores de Mina El Teniente con-cuerdan con la práctica internacional en block caving, pero son de 50 a 100 m mayores en el caso de panel caving.



- 140 -

o Habría una tendencia a aumentar la altura de columna a explotar en la medida que aumenta la profundidad del Nivel de Socavación, tanto en el caso de minería por block caving como en minería mediante panel caving. En el caso del block caving la tenden-cia de Mina El Teniente sería similar a la de otras minas; sin embargo, en el caso del panel caving las alturas que explota El Teniente serían mayores a las típicas de otras minas. Esta tendencia a incrementar la altura a explotar en la medida que se profundiza el Nivel de Socavación parece lógica desde un punto de vista económico; ya que al ex-plotar columnas más altas se desarrollará un menor número de niveles para explotar el yacimiento, bajando así el costo por tonelada extraída, aunque por otra parte se tendrá un mayor nivel de esfuerzos y probablemente una condición geotécnica más difícil.

o Habría una tendencia a aumentar la altura de columna a explotar en la medida que aumenta el área de influencia de los puntos de extracción, tanto en el caso de minería por block caving como en minería mediante panel caving. Sin embargo, en el caso del block caving no habría una tendencia clara o las áreas de influencia serían similares para distintas alturas de columna (resultando una línea casi horizontal en el gráfico de la figura). Por otra parte, esta tendencia sí existiría en el caso del panel caving de El Teniente, el cual además emplearía áreas de influencia comparativamente mayores que las típicamente utilizadas en otras minas. Esta tendencia a incrementar el área de influencia de los puntos de extracción en la medida que aumenta la altura de columna mineralizada a explotar puede explicarse si se supone que mayores alturas de columna significan una fragmentación más gruesa, lo que podría justificarse en la medida que columnas “altas” involucren “más” mineral primario que columnas relativamente “más bajas”, pero debe tenerse en cuenta que no hay una justificación explícita para esta tendencia y/o límites permisibles a la misma (o si la hay los autores de este trabajo no la conocen).

(c) Se discute en bastante detalle la mecánica y los efectos del caving, concluyéndose que:

o En la condición típica de Mina El Teniente la zona de abutment stress, a la elevación del Nivel de Socavación, tendrá una extensión en el rango de 0.15 a 0.35 veces la altu-ra media de la columna mineralizada a explotar. Esta extensión podría ser menor si hay estructuras geológicas mayores dentro de la extensión de la zona de abutment stress y orientadas en forma subparalela a la orientación del frente de socavación.

o La magnitud máxima de la componente vertical del abutment stress podría alcanzar va-lores típicos del orden de 2 a 3 veces el esfuerzo vertical in situ, siendo mayor esta magnitud si hay estructuras geológicas mayores dentro de la extensión de la zona de abutment stress y orientadas en forma subparalela a la orientación del frente de soca-vación.

o Como una PRIMERA APROXIMACIÓN pueden utilizarse las relaciones siguientes para estimar las características típicas de la zona de abutment stress:

(MPa) zVAS ×≈ 070.σ

(m) HdAS ×≈ 250.

donde σVAS es la magnitud máxima del esfuerzo vertical en la zona de abutment stress (en MPa), dAS es la extensión de la zona de abutment stress por delante del frente de socavación a la elevación del UCL (en m), z es la profundidad del Nivel de Socavación (en m), y H es la altura media de la columna sólida mineralizada a extraer (en m). En el caso que haya estructuras geológicas mayores, subparalelas al frente de socavación y a distancias de éste menores que dAS, se recomienda incrementar un 25% el valor de σVAS.



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o La magnitud máxima de la componente vertical del abutment stress podría alcanzar va-lores típicos del orden de 2 a 3 veces el esfuerzo vertical in situ, siendo mayor esta magnitud si hay estructuras geológicas mayores dentro de la extensión de la zona de abutment stress y orientadas en forma subparalela a la orientación del frente de soca-vación.

o Quizás el aspecto más importante del activamiento de las estructuras, para los fines de este trabajo, dice relación con el hecho que una vez que se alcanza la condición de ca-ving en régimen se tiene una condición similar a la de un talud rocoso, donde las es-tructuras están poco confinadas y tienden a facilitar la ocurrencia de “deslizamientos” de masas de roca hacia la cavidad generada por el caving, facilitando la propagación lateral del caving y activándose en forma relativamente “fácil”, por lo que la sismicidad asociada a estos activamientos de estructuras usualmente disminuye respecto a la condición de caving virgen, aunque en ciertos ambientes geológico-geotécnicos incluso en la “condición de talud” puede haber una sismicidad importante. Así, en general pue-de señalarse que en la condición de inicio de caving el rol de las estructuras subhori-zontales resulta fundamental para que se propague el caving, pero una vez que se al-canza la condición de caving en régimen el rol de las estructura más empinadas se hace más importante, especialmente si éstas mantean hacia la cavidad generada por el caving (i.e. en forma similar a lo que ocurre en los taludes rocosos).

o El caving requiere el activamiento de las estructuras y el quiebre del macizo rocoso, lo que genera eventos sísmicos. Estos eventos sísmicos están así íntimamente ligados a la actividad minera, y conforme con esto División El Teniente ha desarrollado una me-todología para evaluar este efecto en términos del llamado índice de actividad minera, que considera el proceso de sismicidad inducida y permite tomar en cuenta los efectos de la socavación y de la extracción (e.g. ver Dunlop & Gaete (1999)). Para los efectos de este trabajo cabe señalar lo siguiente: • Una altura de columna de menos de 100 m puede considerarse como una altura baja,

para los estándares actuales de la práctica minera nacional e internacional. • Una vez que se logra la conexión a superficie y se alcanza una condición de caving en

régimen la sismicidad inducida por la minería se hace mucho más benigna. • Básicamente esto se debe a que se pasa de una condición en que el quiebre del macizo

rocoso ocurre en condición confinada (típica de las fallas en excavaciones subterráneas), a una condición que en que este quiebre ocurre en condición de poco confinamiento (tí-pica de los taludes rocosos).

• Esto permite señalar que el alcanzar una condición de caving en régimen es “equivalen-te” a lograr una reducción de la resistencia del macizo rocoso que conforma la pared de la cavidad generada por el caving. Como ejemplo de esto puede citarse el hecho que el bien conocido criterio de Hoek-Brown considera dos tipos de relación para “escalar” la resistencia del macizo rocoso: en el caso de macizos confinados o trabados (cual sería el caso de caving virgen) se tiene una mayor resistencia, a igual calidad geotécnica e idénticas características de la roca “intacta”, que en el caso de macizos no confinados o pobremente trabados (cual sería el caso de caving en régimen). Por lo tanto, el proble-ma de la sismicidad inducida por la minería se hace notablemente menos importante cuando se tiene una condición de caving en régimen, sin perjuicio del hecho que en la zona de abutment stress si podría seguir ocurriendo una sismicidad importante.

(d) Se discute en el desarme del macizo rocoso, se propone un modelo mecánico para el macizo primario de Mina El Teniente y se sugieren propiedades “típicas” para un macizo “genérico pero representativo”.



- 142 -

(e) Se desarrollan y analizan modelos numéricos para evaluar el efecto de la altura de columna mineralizada sólida, y el análisis de los resultados obtenidos permite señalar que:

o Es posible utilizar un modelo elástico para evaluar la distribución global de esfuerzos en el macizo rocoso; sin embargo, debe tenerse presente que en el caso de alturas bajas a medias de columna (e.g. ≤ 250 m) se subvalúa la magnitud del abutment stress en el frente de socavación (un 20% a un 25%), mientras que en el caso de columnas medias a altas (e.g. ≥ 400 m) se sobrevalúa esta magnitud (un 25% a un 40%). Quizás más importante, en este último caso los modelos elásticos tienden a producir zonas de abutment stress con menor extensión en profundidad, o sea por debajo y hacia atrás del frente de socavación.

o La geometría de la pared de la cavidad, definida por la “nariz” donde se produce el cambio de inclinación de la pared (o bien la ausencia de esta “nariz”), no tiene influen-cia por debajo del Nivel de Socavación pero si influye en la extensión de eventuales zo-nas traccionadas y en los desplazamientos horizontales del macizo rocoso por encima del techo de la socavación y delante del frente de socavación. Esta influencia aumenta con la altura de la columna sólida a extraer, resultando poco importante para alturas de menos de unos 250 m y haciéndose notoria para alturas de más de 400 m.

o La presencia de una zona “degradada” por delante de la pared de la cavidad, con una potencia del orden del 20% de la altura de bloque, no tendría un efecto mayor en la distribución de esfuerzos en el macizo rocoso, especialmente por debajo del Nivel de Socavación; aunque sí se traduciría en un aumento del 5% al 25% en la magnitud de los desplazamientos del macizo rocoso hacia la cavidad.

o La presencia de estructuras si afecta el desarme o ruptura del macizo rocoso, depen-diendo la importancia de este efecto del manteo de las estructuras, de su resistencia, de la altura de la columna de roca y de la distancia entre los frentes de socavación y de extracción, s. Para las resistencias aquí consideradas, todas las estructuras tienen efecto por debajo del piso del Nivel de Socavación y por encima del techo de la soca-vación adelantada; sin embargo, para que este efecto se extienda también al macizo rocoso que se ubica por delante de la pared de la cavidad y por encima del techo de la socavación, en forma similar a lo que ocurre en un talud rocoso, es preciso que la altu-ra de columna sea alta (e.g. ≥ 600 m), o que las estructuras tengan un manteo hacia la cavidad de más de 45° y que la distancia entre los frentes de socavación y de extrac-ción sea mayor a 100 m.

o Un análisis bidimensional es conservador en lo que dice relación con la evaluación de la zona de abutment stress, pero tiende a sobrevaluar los desplazamientos del macizo rocoso hacia la cavidad. Sin perjuicio de esto, debe señalarse también que un análisis bidimensional no sería válido a distancias pequeñas (i.e. del orden del 20% de la altura de columna o menores) de la esquina que forman los frentes activo y pasivo.

(f) Respecto al efecto de la altura de columna sólida en el estado tensional puede indicarse que:

o La magnitud del abutment stress en el frente de socavación aumenta al aumentar la al-tura de columna y excede los valores que podrían ser considerados aceptables en la práctica actual de Mina El Teniente (e.g. 60 a 75 MPa) cuando la altura de columna ex-cede los 400 a 500 m.

o Para una altura de columna dada, H, la magnitud del abutment stress en el frente de socavación crece al aumentar la distancia entre los frentes de socavación y de extrac-ción, s; sin embargo, este incremento comienza a ser francamente notorio cuando la distancia entre estos frentes se igual o mayor al 25% de la altura de columna. Por otra parte, la extensión de la zona de abutment stress en un plano horizontal por delante del frente de socavación varía entre 50 y 100 m, dependiendo de la razón s/H.



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o Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socava-ción y de extracción en el esfuerzo principal mayor por delante y abajo del frente de ex-tracción, es notorio hasta una distancia del orden del 50% de la altura de columna, en el caso de alturas bajas hasta medias (e.g. ≤ 400 m), y hasta una distancia del orden del 25% de la altura de columna, en el caso de alturas altas (e.g. ≥ 600 m).

o Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socava-ción y de extracción en el esfuerzo principal mayor por debajo del frente de extracción, es notorio hasta una distancia del orden del 25% de la altura de columna.

o Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socava-ción y de extracción en el esfuerzo principal mayor por detrás y abajo del frente de ex-tracción, es notorio hasta una distancia del orden del 25% de la altura de columna.

o Para una altura de columna dada, H, la magnitud del esfuerzo de confinamiento por de-lante del frente de socavación crece en forma más o menos lineal al aumentar la dis-tancia entre los frentes de socavación y de extracción, s; sin embargo, este incremento es -en términos relativos- más importantes cuando la altura de columna es baja a me-dia (e.g. ≤ 250 m), y en el caso de alturas medias a altas (e.g. ≥ 400 m) se hace notorio solo cuando la distancia entre estos frentes se hace igual o mayor al 25% de la altura de columna.

o Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socava-ción y de extracción en el esfuerzo principal menor por delante y abajo del frente de ex-tracción, es notorio a una distancia que disminuye, en términos relativos, con la altura de columna: 1.0 a 2.0 veces H si H = 100 m, 0.5 a 1.0 veces H si H = 200 m, 0.25 a 0.5 veces H si H = 400 m, y 0.1 a 0.25 veces H si H = 800 m.

o Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socava-ción y de extracción en el esfuerzo principal menor por debajo del frente de extracción, es notorio a una distancia que disminuye, en términos relativos, con la altura de colum-na: 1.5 a 2.0 veces H si H = 100 m, 0.75 a 1.0 veces H si H = 200 m, 0.4 a 0.6 veces H si H = 400 m, y 0.1 a 0.3 veces H si H = 800 m.

o Para una altura de columna dada, el efecto de la distancia entre los frentes de socava-ción y de extracción en el esfuerzo principal menor por detrás y abajo del frente de ex-tracción, se hace muy poco notoria cuando esta distancia se hace igual o mayor a 50 m.

(g) Los resultados obtenidos se calibraron analizando retrospectivamente situaciones donde se había medido el estado tensional, lo que permitió desarrollar curvas para predecir las caracte-rísticas de la zona de abutment stress en términos de parámetros normalizados respecto a la altura equivalente de roca sólida.

(h) Como se demuestra en la Sección 9 de este informe, las curvas que se proponen en este in-forme para predecir la magnitud y extensión de la zona de abutment stress, en función de va-riables normalizadas respecto a la altura equivalente de columna sólida, entregan resultados aceptables y pueden utilizarse para los efectos de ingeniería de perfil o incluso conceptual. Sin perjuicio de lo anterior, las etapas de ingeniería básica y de detalle requerirán de un análi-sis más detallado para predecir con mayor precisión las características de la zona de abut-ment stress.

(i) Todo lo anterior se resumen en Tabla 10.1 de página siguiente, la cual puede utilizarse como guía para estimar el efecto de distintas alturas sólidas de columna mineralizada primaria en una minería mediante panel caving.



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Tabla 10.1 GUÍAS GENERALES RESPECTO AL EFECTO DE LA ALTURA EQUIVALENTE MEDIA DE COLUMNA

SÓLIDA EN UNA MINERÍA POR PANEL CAVING EN ROCA PRIMARIA EN MINA EL TENIENTE

H (m) Comentarios

< 200 La minería es fácil o con poca dificultad; sin embargo, es preciso asegurarse que el área inicial sea sufi-ciente como para garantizar el inicio del caving. Es muy poco probable la ocurrencia de esfuerzos de mag-nitud importante en la zona de abutment stress.

200 a 300

La minería es totalmente factible; sin embargo, es preciso asegurarse que el área inicial sea suficiente co-mo para garantizar el inicio y la propagación del caving. Es poco probable la ocurrencia de esfuerzos de magnitud importante en la zona de abutment stress. Una vez que se logra la condición de caving en régi-men la minería no debería presentar mayor dificultad.

300 a 350

La minería es factible. Es preciso asegurarse que el área inicial y el incremento permisible de área socava-da sean suficientes como para garantizar la propagación del caving en vertical. Es posible la ocurrencia de esfuerzos de magnitud importante en la zona de abutment stress, pero estos no deberían exceder mucho los valores que se ha registrado en Mina El Teniente. Una vez lograda la condición de caving en régimen la minería debería presentar poca dificultad.

350 a 400

La minería es factible aunque con algún grado de dificultad. Es absolutamente necesario asegurarse que el área inicial y el incremento permisible de área socavada sean suficientes como para garantizar la propaga-ción del caving en vertical y la conexión de la cavidad a superficie. Los esfuerzos en la zona de abutment stress tienen una magnitud importante, y eventualmente podrían exceder los valores registrados a la fecha en Mina El Teniente. Incluso después de alcanzada la condición de caving en régimen podrían haber pro-blemas, probablemente asociados a la zona de abutment stress.

400 a 600

La minería es poco factible y probablemente sea difícil. Es absolutamente necesario asegurarse que el área inicial y el incremento permisible de área socavada sean suficientes como para garantizar la propaga-ción del caving en vertical y la conexión de la cavidad a superficie (ésta conexión demorará algunos años en ocurrir, lo que debe ser considerado en el plan minero). Es posible la ocurrencia de algunas detencio-nes en la propagación de la cavidad en la vertical antes de que ésta se conecte a superficie, con el consi-guiente riesgo de inducir una sismicidad importante. Los esfuerzos en la zona de abutment stress tienen una magnitud importante, y probablemente excederán los valores registrados a la fecha en Mina El Tenien-te. Incluso después de alcanzada la condición de caving en régimen habrán problemas, eventualmente gra-ves y probablemente asociados a la zona de abutment stress.

600 a 800

La minería es muy poco factible y probablemente sea muy difícil. Es absolutamente necesario asegurarse que el área inicial y el incremento permisible de área socavada sean suficientes como para garantizar la propagación del caving en vertical y la conexión de la cavidad a superficie (ésta conexión demorará algunos años en ocurrir, lo que debe ser considerado en el plan minero). Es muy posible la ocurrencia de algunas detenciones en la propagación de la cavidad en la vertical antes de que ésta se conecte a superficie, con el consiguiente riesgo de inducir una sismicidad importante. Los esfuerzos en la zona de abutment stress tie-nen una magnitud importante, y excederán los valores registrados a la fecha en Mina El Teniente. Incluso después de alcanzada la condición de caving en régimen habrán problemas, graves y probablemente asociados a la zona de abutment stress.

> 800 La minería no parece factible dado el estado actual de la práctica.

Nota: Se supone que se respetan las restricciones geomecánicas en lo que dice relación con tasas de incorporación de área socavada y tasas de extracción, y que NO HAY INTERACCIÓN con sectores productivos adyacentes.



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(j) Finalmente cabe señalar que actualmente División El Teniente está considerando profundizar la mina dentro de su Plan Minero de Largo Plazo (PDT), y en el proyecto denominado Panel 8 se considera la opción de ubicar el nuevo nivel mina a la elevación del Nivel Teniente 8 (aprox. 1980 m.s.nm.). Conforme con esto, las columnas sólidas de mineral primario tendrían alturas de 140 m (bajo el Sector Ten Sub 6) a 230 m (bajo el Sector Esmeralda), y la minería sería perfectamente factible. Por otra parte, al Oeste de la Pipa Braden se ubicarían sectores con mayor altura, del orden de 390 m, los que deberán evaluarse con mayor detalle aunque desde ya puede señalarse que la condición de estos sectores sería relativamente “benigna” ya que la topografía es menos abrupta que en el lado de alta montaña (al Este de la Pipa Braden).

SANTIAGO, Marzo del 2001

Antonio Karzulovic L. Ingeniero Civil, Ph.D.

A. Karzulovic & Asoc. Ltda



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