Curso tronadura enaex

II CURSO TRONADURA EN MINERIA A CIELO ABIERTO
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1. TERMINOLOGIA DE LA TRONADURA
El propósito de esta sección es presentar la terminología que se usará en el resto del manual, y luego
revisar la teoría básica detrás de la tronadura. Es importante establecer los conceptos teóricos
primero, ya que a estos se referirá en discusiones posteriores sobre diseños, modelamiento,
monitoreo, funcionamiento del explosivo, etc.
Los términos comúnmente usados en tronadura se listan alfabéticamente, y explicados, cuando sea
necesario, con ecuaciones, ejemplos o diagramas.
Acoplamiento. Se refiere al grado de intimidad entre el explosivo en un pozo y la roca que lo rodea.
Cuando el diámetro del explosivo es menor que el del pozo, se dice que la carga está desacoplada,
con la relación de desacople definido como la razón entre el volumen de la carga al volumen del
pozo. Los explosivos cargados a granel tienen un factor de acoplamiento igual a 1. Algunos autores
definen la razón de acoplamiento como la razón de diámetro de la carga al del pozo.
hoyohoyo
c
l
l
d
d
f
exp
2
2
exp
= (1)
donde fc es la razón de acoplamiento (o desacoplamiento) y d es el diámetro, l es el largo y los
subscriptos exp y hoyo se refieren al explosivo y al pozo.
Acuageles. Son explosivos diseñados específicamente para mejorar la resistencia al agua y la
potencia en volumen del ANFO, y consiste en una solución acuosa saturada de nitrato de amonio y
otros nitratos y contiene también combustibles y cantidades adicionales de nitritos en suspensión. La
reología de la mezcla es controlada por espesadores (por ej. goma de guar) para ajustar la viscosidad
de la mezcla, y entrelazadores (bórax por ej.), para proveer la consistencia de “gelatina” y
resistencia al agua. Los nitratos frecuentemente incluirán nitratos de amina orgánicos. El acuagel
contiene agentes sensibilizadores tales como el TNT, perclorato de amonio, además de burbujas de
aire finamente dispersas, o micro esferas de vidrio, que generalmente se agregan durante la
fabricación del explosivo. Algunos acuageles se fabrican usando nitratos de hexamina para proveer
tanto energía adicional a la reacción de la detonación como una fuente de combustible para el nitrato
de amonio oxidante. El acuagel tiene una consistencia distintiva de gelatina mientras que las
emulsiones usualmente tienen la consistencia de mayonesa (emulsiones a granel), o masilla
(emulsiones encartuchadas).
Angulo de fricción. El ángulo de fricción es la pendiente del esfuerzo de corte relacionado con el
esfuerzo normal. El ángulo de fricción φ, y la cohesión c se relacionan al esfuerzo normal σ , y
fuerza de corte, τ ; por la ecuación:
φστ Tanc *+= (2)
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CHUQUICAMATA , OCTUBRE DEL 2001. - 1 -

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Vea también Cohesión, y Figura 1.1.
Balance de oxígeno. Ésta es la cantidad de oxígeno, expresada en por ciento del peso, liberada
como un resultado de la conversión completa del material explosivo a CO2, H20, SO2, AlO2, etc.
(balance de oxígeno "positivo"). Si hay oxígeno insuficiente para la reacción completa de la
oxidación se dice que el compuesto tiene un balance de oxígeno negativo. Los explosivos
comerciales deben tener un balance de oxígeno cerca de cero para minimizar la cantidad de gases
tóxicos, particularmente monóxido de carbono y gases nitrosos que están presentes en los humos.
Burden y burden efectivo. El burden de un pozo se refiere a la dimensión lineal entre el pozo y la
cara libre y se mide perpendicular a la dirección de la línea de pozos que constituyen una fila (figura
1.2). El término burden generalmente se refiere al burden perforado, significando que la dimensión
lineal se hace a la cara libre existente del banco. El término burden efectivo se refiere a la dimensión
lineal entre el pozo y la posición de la cara libre más cercana al tiempo de la detonación del pozo, y
toma en consideración la dirección de la iniciación. Para una malla equilátera de pozos, el burden es
igual a 0.87 veces el espaciamiento. Para una malla equilátera con iniciación V1, el burden efectivo
es igual a 0.29 veces el espaciamiento.
Campo cercano. Un término que describe vibraciones cerca de una columna larga de explosivo
Generalmente, cuando se están tan cerca como aproximadamente 5 longitudes de la carga a una
columna de explosivo, los niveles de vibración es llamado de campo cercano, y requiere la
aplicación de ecuaciones complejas para la predicción. En el campo cercano es probable que se dañe
la roca por la iniciación de fracturas frescas, y por la dilatación de fracturas existentes.
Campo lejano. Un término que se usa en este texto para describir la distancia a que el nivel de
vibración se puede describir por la ecuación convencional del peso de la carga escalar (elevada a una
potencia). En esta región el comportamiento de la onda vibracional se puede tomar como elástica o
inelástica. A distancias más cercanas al hoyo de tronadura (campo cercano), los niveles de vibración
tienen que describirse usando ecuaciones complejas que toman en consideración la longitud de la
columna del explosivo y no se pueden describir usando ecuaciones de elasticidad. En el campo
lejano el daño a las estructuras rocosas se espera que ocurra principalmente por deslizamiento
inducido por la vibración a lo largo de las superficies de las diaclasas existentes.
Cohesión. La cohesión de una diaclasa es el esfuerzo de corte requerido para causar el
deslizamiento de bloques en cualquier lado de la diaclasa a esfuerzo normal cero, y refleja por lo
tanto, la rugosidad de la superficie de la diaclasa. Figura 1.1 Ver también Angulo de fricción.
Concentración de la Carga lineal. La concentración de explosivo, medida en kg/m, a lo largo de
una hoyo de tronadura. El término puede ser independiente de diámetro del pozo (por explosivos
desacoplados), o dependiente del diámetro (cargas totalmente acopladas). En este manual el símbolo
usado es γ .
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Cristalización. Se usa para referirse al proceso de crecimiento de cristales dentro de la solución
acuosa de sal en una emulsión explosiva. La cristalización causa un cambio considerable a la
reología y textura de una emulsión, y a su sensibilidad y última performance.
Decibeles. El decibel es una unidad usada para medir los niveles de presión del sonido de una
tronadura. El decibelio es una unidad relativa, que mide los niveles de presión del sonido, Pmeas,
usualmente comparado con el nivel de referencia, Po de 20 micro Pascales. El decibelio, relacionado
los niveles de presión de sonido, se define como:






=
0
10*log*20
P
P
db meas
(3)
Deflagración. Los materiales del explosivo a menudo se descomponen a rapidez mucho menor que
la velocidad del sonido del material sin ningún acceso a oxígeno atmosférico. Esto es una
deflagración, y es propagado por la liberación del calor de reacción, y la dirección de flujo de los
productos de la reacción es opuesta al de la detonación. En algunos casos la deflagración puede
convertirse en una reacción de detonación, por ej. el incidente de la ciudad de Texas en 1947 en que
3180 ton. de nitrato de amonio explotaron después de arder por varias horas.
Desacoplamiento. El desacoplamiento se refiere a la práctica de usar una carga de diámetro más
pequeño que la del hoyo de tronadura en que se pone. La reducción en diámetro sirve primero al
propósito de reducir la presión efectiva de la detonación (daño reducido), con reducción de la
presión peak de hoyo. La reducción en presión es mayor que la estimada en virtud de la razón de
desacople debido al efecto de confinamiento reducido en la velocidad de detonación (VOD) del
explosivo, y la dependencia de presión de la detonación en la VOD. La ec. 4 se usa para definir la
razón de desacople.
Diámetro crítico. El diámetro crítico es el diámetro mínimo al cual una carga explosiva todavía
puede detonar. Inclusiones de gas finamente dispersas reducen considerablemente el diámetro
crítico de un explosivo. El diámetro crítico puede ser bastante grande (aprox. 125 mm) para muchas
emulsiones a granel y productos acuagel.
Distancia de separación. Se refiere a la distancia entre una línea de hoyo de tronadura del
perímetro y la fila inmediatamente adyacente de hoyos de tronadura como se indica en Figura 1.3.
Distancia escalar es un factor que relaciona efectos de tronadura similares de cargas de distintos
tamaño del mismo explosivo a variadas distancias. Se obtiene al dividir la distancia en cuestión por
una raíz exponencial del peso del explosivo. Más frecuentemente, la raíz exponencial es ½, pero se
han utilizado valores del orden de 0.3 a 0.5.
Efecto de iniciación. El efecto de iniciación de un reforzador describe el desacople efectivo y
reducción efectiva de la presión de detonación, que ocurre cuando se pone un reforzador en un pozo
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de diámetro más grande que el propio. El efecto del desacople se describe términos de
Acoplamiento y Desacoplamiento, y se usan ecuaciones para calcular la presión de detonación
desacoplada del iniciador. Se está de acuerdo generalmente que la presión de detonación del
iniciador desacoplado debe exceder la presión de detonación de régimen del explosivo para alcanzar
detonación efectiva de la columna.
22.1
**25.0* iniciadoriniciadorcd VODfP ρ= (4)
donde ρ y VOD es la densidad y velocidad de detonación del iniciador, y fc es la relación del
acoplamiento.
Emulsión. Explosivos de emulsión basados en una "emulsión agua-en aceite" se forman de una
solución saturada de nitrato y una fase de aceite mineral. Están normalmente sensibilizadas por
burbujas de gas finamente dispersas (después de la adición de un agente gasificador en el collar del
hoyo de tronadura), o por adición de micro esferas de vidrio (usualmente durante la fabricación de la
emulsión). Antes de la adición de los sensibilizantes, las emulsiones son normalmente clasificadas
como agentes oxidantes, e incapaces de detonar. Las emulsiones pueden ser balanceadas en
oxígeno o pueden tener un balance de oxígeno positivo.
Energía de burbuja. O energía de levantamiento, se define como el trabajo útil realizado por un
explosivo después que la roca ha estado sujeta a la energía de choque inicial. A la energía de burbuja
se le considera responsable del desplazamiento de la roca después de fracturarse. Se mide en la
prueba submarina de energía y se calcula de acuerdo a la ecuación (figura 1.4):
5.135.2
***684.0 −
= whb tPE ρ (5)
donde Eb es la energía de burbuja, Ph es la presión hidrostática a la profundidad de la carga, t es el
período de tiempo entre el pulso de choque y la primera implosión de burbuja y wρ es la densidad
del agua. Ver también Energía de choque.
Energía de choque. Se determina en la prueba de la energía submarina y se define en tronadura
como la energía usada para expandir el hoyo de tronadura a un equilibrio estable, Figura 1.4. Se
calcula de los tiempos de pulso de presión inicial registrados por transductores de presión
localizados en el agua cerca de las cargas detonantes según la ecuación:
∫=
φ
ρ
π
7.6
0
2
2
*
*
*4
dtP
C
R
E
ww
s (6)
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donde R es la distancia desde la carga a los medidores de presión, wρ es la densidad del agua, C, es
la velocidad del sonido en el agua; P(t) es la forma de la onda presión tiempo y φ es el tiempo
constante de la curva de choque.
Espaciamiento, espaciamiento efectivo. El espaciamiento para un hoyo de tronadura se refiere a la
dimensión lineal entre hoyos de tronadura adyacentes que forman una fila, y se mide usualmente
paralelo a la cara libre. El término usualmente se refiere al espaciamiento de la perforación. El
término espaciamiento efectivo se refiere a la dimensión lineal entre hoyos que detonan
sucesivamente, y toma en consideración la dirección de la cara libre. Ver Figura 1.2.
Estabilidad. Se usa el término estabilidad generalmente con respecto a los explosivos emulsión y
acuagel y se refiere al tiempo que un producto explosivo puede quedar en un hoyo de tronadura sin
que ocurra un cambio en la composición química o física. Fabricantes proveen "tiempos de
residencia" de manera que no ocurran pérdidas significativas de energía en la tronadura.
Explosivos aluminizados. Son explosivos compuestos a los cuales se les adiciona aluminio en
polvo de diferente granulometría. El aluminio se añade para potenciar la energía efectiva del
explosivo, en virtud del alto calor de formación del óxido de aluminio que se produce durante la
reacción de detonación. El aluminio no aumenta el volumen de gas producido, al contrario,
disminuye al atrapar algo del oxígeno. El aluminio actúa como un combustible en la reacción y su
uso debe estar acompañado por la reducción de otro componente combustible (por ej., petróleo). El
aluminio aumenta la performance al elevar la temperatura de reacción, aumentando por lo tanto la
presión peak de hoyo y aumentando la velocidad de desplazamiento del burden. El aluminio en
polvo se añade hasta un 10% en peso a los explosivos a granel. No aumenta la velocidad de
detonación de un explosivo y puede causar su reducción. La granulometría del aluminio en polvo es
el principal factor que influye en su efectividad al mejorar la performance del explosivo. Partículas
más finas reaccionan más rápidamente y más completamente y tienen un mayor impacto que las más
gruesas.
Explosivos primarios Un explosivo que detona por ignición simple de medios tales como chispas,
llamas, impacto, y otras fuentes primarias de calor. Explosivos Primarios incluyen aquellos que se
hallan en detonadores, cordón detonante, e iniciadores.
Explosivo secundarios son explosivos en que la detonación es iniciada por el impacto de la
detonación de un explosivo inicial (primario). Esta definición incluye todo explosivos usado en
tronadura de la roca. Materiales insensibles tales como nitrato del amonio se clasifican como
explosivos terciarios.
Explosivos slurries. Vea acuagel.
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Factor de carga. Éste es el término usado para describir la cantidad de explosivo usado para romper
un volumen o peso unitario de roca, El término tiene por eso las unidades de kg/m3 o kg/ton.
Algunos también toman en cuenta la potencia en peso de explosivo para expresar el peso de
explosivo como equivalente a la potencia en peso equivalente al ANFO, o sea, Wteff = Wt*
potencia en peso relativa. Otro usuarios prefieren usar un término inverso del factor de la carga, para
describir el peso de roca quebrada por unidad de peso de explosivo (ton/kg).
Factor de energía. Este término es similar al Factor de carga, pero la energía del explosivo se
expresa como una relación al peso o volumen de roca quebrada (o sea. MJ/m3 o MJ/ton). El factor
de Energía es por eso el producto de Factor de la Carga y la potencia en Peso.
Grado de Fijación. El grado de fijación se refiere al grado de confinamiento de la carga explosiva
en el hoyo de tronadura, el que es influido por el número de caras libres, el ángulo de abertura a las
caras disponibles libres, y a la resistencia de la roca circundante. Langefors & Kihlstrom (1978)
indican que para un hoyo de tronadura vertical con pasadura normal, el grado de fijación es la
unidad, decreciendo a 0.85 a medida que la inclinación del pozo aumenta a 180. Dependiendo de la
aplicación, el grado de fijación puede variar de 0.5 a 2.0, Figura 1.5. Se usan valores de 1.5 a 2 en
tronaduras en túnel, con valores de 0.5 a 0.75 en hoyos de tronadura con una base libre (e. g. pozos
sin pasadura).
Impedancia. La impedancia de un explosivo es el producto de su densidad y velocidad de
detonación. Idealmente los explosivos deben tener la misma impedancia que la roca (impedancia de
la roca es el producto de la onda P y densidad) que se va a fragmentar, para efectuar la máxima
transferencia de energía desde el hoyo de tronadura a la masa rocosa.
Iniciación lateral. Iniciación lateral ocurre cuando una columna de explosivo detona radialmente en
el hoyo de tronadura en lugar de a lo largo. A causa de la distancia requerida para alcanzar la VOD
de régimen, los explosivos con iniciación lateral producen una cantidad reducida de energía de
choque, y se usa a veces para controlar el daño y sobre quebradura en condiciones sensibles. Vea
también Trazado
Iniciadores y reforzadores son ambos sistemas de explosivo de alta potencia, consiste
generalmente de iniciador de pentolita o un cartucho de emulsión o explosivo basado en
nitroglicerina. El término iniciador se usa para designar la carga que inicia a la columna, mientras
que el término "reforzador" se usa para designar un aditivo a la columna para mantener una
velocidad alta de detonación en el explosivo. Para que el iniciador detone, la columna de explosivo
en que se sumerge debe generar suficiente energía de choque para comenzar una detonación a través
de la sección completa de la columna del explosivo.
Potencia en peso & potencia en Peso Relativa. La potencia en peso se refiere al rendimiento de la
energía de un peso conocido de explosivo, y tiene las unidades de energía por unidad de peso (MJ/
kg). La potencia en peso relativa se refiere al rendimiento de la energía de un explosivo expresado
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como un porcentaje del rendimiento de la energía del mismo peso de ANFO. El método más fiable
para estimar la potencia del explosivo es a través del uso de softwares computacionales para calcular
la curva presión-tiempo para los productos de la detonación, ya que este es el mejor método para
estimar la "energía disponible". La potencia en peso relativa efectiva es un término para estimar la
energía relativa disponible en la reacción de la detonación hasta que los gases se disipan a la
atmósfera. Ver también potencia en volumen & potencia en volumen relativa.
Potencia en volumen y potencia relativa en volumen. La potencia en volumen se refiere a la
energía producida por un volumen de explosivo. La potencia relativa se refiere a la energía
producida por un explosivo expresada como un porcentaje de la energía producida por un volumen
igual de ANFO. La forma más confiable de evaluar la potencia de un explosivo es a través del uso
de códigos de computación para evaluar la curva presión-tiempo para los productos de la
detonación, ya que este es el mejor método para evaluar la energía disponible. La potencia relativa
en volumen efectiva es un término usado para estimar la energía disponible relativa en la reacción
de detonación hasta que los gases en expansión se disipen a la atmósfera. La potencia relativa en
volumen (RBS) se relaciona a la potencia relativa en peso (RWS) por la ecuación:
anfo
RWSRBS
ρ
ρexp
*= (7)
donde expρ y anfoρ se refieren a las densidades del explosivo y del ANFO respectivamente.
Ver también Potencia en peso y Potencia relativa en peso.
Presión de detonación. La presión de la detonación es la presión que ocurre dentro de la zona
primaria de reacción que está limitada en un lado por el frente de choque y en el otro lado por el
plano de Chapman Jouguet (C-J) (figura 1.6). Detrás del plano C-J, están los productos de la
reacción, y aún algunos productos todavía sufren reacción, que ejercen una presión menor, conocida
como la presión de explosión, o presión peak de hoyo. Presión de la detonación es usualmente una
cantidad calculada basada en la densidad de explosivo ( expρ ) y el VOD del explosivo ( expVOD ), y
normalmente se calcula de la ecuación:
2
expexp **25.0 VODPd ρ= (8)
Generalmente se considera a la presión de detonación responsable del fracturamiento de la roca
alrededor del hoyo de tronadura. Rocas masivas de resistencia alta, usualmente requieren una
presión de detonación alta para una fragmentación óptima.
Presión de la explosión. Vea Presión peak de hoyo de tronadura.
Presión peak de hoyo, o Presión de Explosión, se usa para referirse a la presión peak desarrollada
detrás de la zona de reacción primaria en la columna del explosivo. La presión peak de hoyo
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generalmente es aproximadamente un 45% de la presión de detonación. Es la presión peak de hoyo
la que se considera que produce el esfuerzo para levantar el burden, y dilatación de fracturas en la
masa rocosa que rodea un hoyo de tronadura.
Proyección de rocas. Es el desplazamiento indeseado de roca de un área de la tronadura. Es
importante señalar que un buen diseño minimizará la ocurrencia de proyección, pero no puede
garantizar la eliminación de ella. No se debe permitir que las rocas salgan del área de la tronadura, y
en situaciones de tronaduras en banco bien controlada usualmente la proyección no es más que
aproximadamente 5 veces la altura del banco. La proyección puede ser causada por sobre
confinamiento de cargas, o sobrecarga debido a la presencia de cavidades o fracturas abiertas en la
roca.
Razón de carga. Este es un término que describe la distribución vertical de explosivo en un banco y
es igual a la razón del largo de la carga sobre el piso del banco (o sea el largo de la carga – pasadura)
a la altura del banco. Para diámetros grandes de pozos, esta relación puede ser pequeña, con una
proporción grande de explosivo localizado debajo el piso, en la pasadura. Bajo estas condiciones es
difícil lograr una fragmentación uniforme.
Razón de rigidez. Es un término que describe la influencia de la geometría del disparo en el estado
de confinamiento de una columna de explosivo, y se toma como la razón entre la altura del banco y
el burden. Se sabe bien que la longitud de un hoyo de tronadura tiene una gran influencia en la
cantidad de burden, que se puede romper aún para diámetros de pozo constantes. Pozos largos
quiebran un burden fijo más fácilmente que pozos cortos y observaciones prácticas sugieren una
longitud óptima de hoyo de alrededor de 3 a 4 veces el burden. El óptimo representa un equilibrio
entre la fragmentación mejorada de pozos más largos, y el aumento de la desviación en la
perforación de los pozos largos.
Resistencia al agua. La resistencia al agua de los explosivos varía extensamente según la
composición del explosivo, y el empaquetamiento del explosivo. Los explosivos con nitrato de
amonio/ petróleo (ANFO) tienen una resistencia al agua muy pobre, ya que el nitrato del amonio es
soluble en agua. El efecto del agua en la performance del explosivo es reducir la sensibilidad del
explosivo, reduce la eficacia de reacción, y reduce la energía de reacción. Se acompaña la presencia
de agua en el hoyo de tronadura frecuentemente por la generación de humo tóxico naranja o café.
Finalmente, se puede reducir la sensibilidad al punto donde el producto no detonará. Explosivos
comunes comerciales no son a prueba de agua, ellos tienen sólo calidades de resistencia al agua. La
resistencia al agua se rankea cualitativamente usando términos tales como malo, regular, bueno o
excelente. Usualmente la resistencia al agua se clasifica para agua estática. Cuando el agua fluye por
el hoyo de tronadura (agua dinámica), se agrega resistencia encartuchando el explosivo.
Secuencia de la iniciación. Se describe frecuentemente en términos de VO, V1, V2, etc. El uso del
descriptor "V' se adopta como una anotación para describir la orientación aproximada de la cara
libre expuesta por los hoyos de tronadura al detonar. Los tipos diferentes de "V" se perfilan en
Figura 1.6
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Sensibilizantes & Sensibilidad. Sensibilizantes son aditivos para explosivos a granel que se
requieren para que la formulación detone más fácilmente. Los más comunes son la nitroglicerina,
TNT, micro esferas, aluminio, nitrato de hexamina, ceniza liviana o carbón en polvo fino, y
cualquiera agente reducidor. La sensibilidad se usa para describir la facilidad con que se puede
detonar un explosivo, y finalmente determina el diámetro del pozo mínimo; o diámetro del cartucho
mínimo que se puede usar. La sensibilidad de un explosivo usualmente se describe en cuanto al
tamaño del iniciador requerido para efectuar una detonación óptima, y varía desde la sensibilidad a
un detonador hasta un iniciador.
Sobre presión. Es el término usado para describir las fluctuaciones de las presiones dinámicas
creadas en el aire por la tronadura. Se usa este término en preferencia a "ruido" ya que también
incluye frecuencias de perturbación, que son inaudibles. Se mide usando una función lineal mientras
que el "ruido" se mide usando una función “A”.
Taco de aire. Este término se usa para describir la combinación de una columna explosiva y una
sección vacía no cargada del pozo (Figura 1.8). El taco de aire se usa para reducir el impacto de una
columna explosiva en la roca adyacente, y al mismo tiempo para extender la región de influencia del
explosivo sobre la parte superior de él. La presencia de un taco de aire reduce la presión peak
efectiva de hoyo, Pb
*
de acuerdo a la ecuación:
bcb PfP *2.1*
= (9)
donde fc es la relación de acoplamiento, y Pb es la presión peak de hoyo para el explosivo cuando
está acoplado totalmente.
Taco superior & taco intermedio. Taco superior es el material inerte añadido en la cima del hoyo
de tronadura para efectuar el confinamiento de los gases de la explosión y prevenir una proyección
y sobre presión excesiva. El taco intermedio se añade a la columna del explosivo para reducir
deliberadamente la cantidad de explosivo contenido en un hoyo de tronadura. Se agrega taco
intermedio en aquellas posiciones en el hoyo de tronadura donde la roca circundante es lo
suficientemente débil como para no requerir un quebrantamiento adicional. Vea Figura 1.9.
Trazado. Trazado se refiere a la práctica de insertar una línea de cordón detonante dentro de un
hoyo cargado. El efecto deseado es promover la insensibilización de una porción del explosivo, o
causar iniciación lateral del explosivo. Ambos efectos causan una disminución del rendimiento de la
energía de choque del explosivo, como consecuencia de esto provee algo de alivio a la roca en
cuanto a daño inducido.
Tronadura de tacos intermedios. Éste es un término usado cuando una columna larga de explosivo
es reemplazada por varias unidades de carga más pequeñas, con cada unidad separada por material
inerte tal como el taco superior. Usualmente, el taco intermedio se practica para reducir el peso de
explosivo por retardo, requiriendo que las cargas separadas sean independientes con diferentes
retardos.
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VeIocidad de Detonación. Velocidad de detonación (VOD) es una medida de la razón a que la
reacción de la detonación procede por la columna del explosivo. Típicamente, el VOD variará de
alrededor de 3000 m/ s para ANFO en hoyos de tronadura de diámetros pequeños a alrededor de
6000 m/ s para emulsión y acuagel en hoyos de tronadura de diámetros más grandes. Se considera
un indicador del potencial de fragmentación de un explosivo, con el potencial creciente para un
VOD creciente. La relación entre la presión de detonación, Pd y la VOD está dada por la ec.
(8).
Varios autores han sugerido que cuando se reduce el VOD, también se reduce la fracción de energía
de la onda de choque fc de acuerdo a la relación:
2






=
ss
act
VOD
VOD
f (10)
La velocidad de detonación es considerada por muchos el mejor "barómetro" para estimar la
performance y consistencia de formulaciones de explosivo a granel, pero no es, en sí mismo, una
medida de la energía total disponible del explosivo.
Velocidad peak de Partícula & Velocidad de la onda P. La Velocidad peak de partícula (PPV) se
refiere a la velocidad de movimiento de partículas individuales dentro de la masa rocosa como una
vibración u onda de choque que se propaga por la roca. Estas partículas se pueden mover sólo en
cantidades pequeñas en 3 dimensiones, de manera que se pueden medir velocidades peak de
partícula en 3 direcciones ortogonales. El PPV medido en cualquiera ubicación es una función de
la energía en la fuente de vibración, la distancia desde la fuente, y las características de la atenuación
de la roca. La velocidad de la onda P, Vp, es una medida de la velocidad de propagación de la roca,
y es independiente de la fuente de vibración. La velocidad de la onda P es controlada por la roca y
propiedades estructurales del medio. PPV y Vp, se relacionan en un medio elástico, homogéneo
según la ecuación:
pV
PPV
=ε (11)
donde ε es el nivel de deformación inducida dinámica en la roca
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2. TEORIA DE TRONADURA.
2.1. GENERAL.
Los explosivos están hechos de oxidantes y combustibles en una mezcla meta estable. Dándoles un
estímulo suficiente, se descomponen violentamente liberando una gran cantidad de energía que llega
a ser útil para quebrar la roca. En la mayoría de los explosivos comerciales, los oxidantes son
principalmente nitratos, siendo el nitrato de amonio el material básico de fabricación. Otros nitratos
comúnmente usados incluyen el de sodio, calcio, potasio y aún algunos inorgánicos tales como
aminas y hexaminas.
Los combustibles básicos para un explosivo incluyen el C y el H, ya que estos reaccionan con el O
para liberar grandes cantidades de energía. La mayoría de los combustibles son hidrocarburos que
tienen una estructura básica de CH2.
En general, hay dos tipos de explosivos: los moleculares y los compuestos. Los moleculares tienen
O y combustible dentro de las mismas moléculas; tienen la ventaja que los oxidantes y combustibles
están en contacto íntimo, de manera que la reacción se lleva a cabo extremadamente rápida, y
generalmente es completa. El trinitrotolueno (TNT) es un ejemplo de un explosivo molecular. Los
explosivos compuestos tienen oxidantes y combustibles en diferentes moléculas o en diferentes
compuestos. Debido a que el combustible y el oxidante están muy separados relativamente, la
reacción de descomposición se lleva a cabo mucho más lentamente que en un explosivo molecular.
El ANFO, las emulsiones y los acuageles son todos ejemplos de explosivos compuestos, aunque,
estrictamente hablando, ellos son un sistema híbrido ya que el nitrato de amonio contiene tanto
combustible (H) y O en asociación molecular, en adición al combustible separado contenido en el
petróleo.
Dos aspectos importantes de la formulación de un explosivo son el tamaño de las partículas
involucradas en la reacción y la cantidad de espacio libre de huecos en la formulación. En su estado
normal, el petróleo no se absorbe en la superficie del nitrato de amonio. Cuando se muele lo
suficientemente fino, el área superficial llega a ser lo suficientemente grande y el petróleo puede
formar un fino recubrimiento sobre el polvo, lo suficiente para permitir y sostener la reacción de
descomposición. Pero el polvo del nitrato de amonio es difícil de manejar de manera que se
desarrolló un prill poroso. El prill consiste de un caparazón de cristal con el espacio entre cristales
semejando poros o capilares. Cuando se mezcla con petróleo, éste penetra el prill por acción capilar.
El grado de intimidad de la mezcla de petróleo dentro del prill está algo influenciado por el diámetro
del prill: pequeños prills proporcionan una distribución más uniforme que prills grandes.
Típicamente, el prill grado explosivo tiene un rango de tamaño desde 1 mm a 3 mm, estando el
grueso del material entre 1 a 2 mm de diámetro.
El concepto de espacio libre es particularmente importante en los explosivos compuestos. El espacio
libre o hueco en un explosivo parece servir dos propósitos. Primeramente el espacio permite que el
oxidante y el combustible se muevan juntos. Si la densidad en volumen de la formulación es muy
grande, el movimiento de los componentes es impedido y la reacción se detendrá. En segundo lugar
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el espacio libre proporcionará un mecanismo para la generación de “puntos calientes” causados por
la compresión adiabática. El calor generado por la compresión produce un punto caliente que
permite que la reacción se sostenga por sí misma. Si la reacción encuentra una zona en que hay
insuficientes huecos, (por ej. donde no hay micro esferas) la reacción se apagará y la detonación
cesará. En el caso del ANFO, el espacio de huecos se proporciona en virtud de la porosidad de los
prills. Puesto que la densidad del cristal de nitrato de amonio es alrededor de 1.7 gr./cc y la densidad
en volumen del prill de casi 0.85 gr./cc, se puede ver que el nitrato de amonio prilado contiene un
porcentaje de huecos de casi un 50%. A una densidad aproximada de 1.1 a 1.2 gr./cc, el nitrato de
amonio llega a ser demasiado denso para sostener una detonación.
2.2. QUIMICA DE LOS EXPLOSIVOS.
Se asume en esta sección que la reacción de la descomposición para el explosivo resultará en una
oxidación completa de todos sus componentes. La validez de esta suposición es algo dependiente de
la composición correcta y del tamaño del prill. La reacción básica de descomposición para el nitrato
de amonio está dada por:
2 4 24 3 2 2 2NH NO H O N O→ + + (12)
de la cual el balance de oxígeno se puede estimar del conocimiento de los pesos atómicos de todos
los elementos; éste será de 0.2 g/g ó 20%. Similarmente, la reacción de descomposición para el
componente combustible del ANFO (simplificado como CH2) se puede escribir como:
2 3 2 22 2 2 2CH O CO H O+ → + (13)
Esta reacción se ve deficiente en oxígeno, de manera que el oxígeno requerido para completar la
reacción debe ser proporcionado por el componente oxidante del explosivo. Cuando los dos
componentes se mezclan juntos, la ecuación de la reacción se puede escribir como:
3 7 34 3 2 2 2 2NH NO CH H O N CO+ → + + (14)
de la cual la cantidad de combustible requerido para lograr una mezcla con oxígeno balanceado se
puede calcular que es 15/254 ó 5.51%. En el caso que se agregue menos combustible, se dispone de
un exceso de oxígeno y se produce óxido nitroso (NO) en adición a los productos de más arriba.
Debido a su baja estabilidad en la presencia de oxígeno libre, este producto se reduce rápidamente a
dióxido de nitrógeno (NO2) que es altamente tóxico, y combinado con la humedad atmosférica
forma ácido nítrico. Cuando se forma, el óxido nitroso es claramente visible en la forma de humo
coloreado naranja o café. Una consecuencia adicional de añadir poco combustible es que tanto la
energía de reacción como el VOD disminuye relativo a aquellas de una mezcla balanceada. La fig.
2.1 muestra como la energía del ANFO varía con los cambios en la cantidad de petróleo, y la fig. 2.2
muestra el efecto en el VOD.
En el caso que la cantidad de petróleo excede al 5.5%, la mezcla resultante se convierte en deficiente
en oxígeno, resultando en la formación de monóxido de carbono, más tóxico que el relativamente
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inofensivo dióxido de carbono CO2. Aunque la energía de reacción también disminuye con el exceso
de petróleo, esta disminución es menor que la que ocurre para el exceso de oxígeno. De las dos
alternativas, es mejor tener un ligero exceso de petróleo, de manera que la formulación más común
de ANFO tiene 6% de petróleo.
Un aditivo común a muchas formulaciones de explosivos es el aluminio, añadido en forma de polvo
o de gránulos. El Al aumenta la potencia en volumen de los explosivos, aún de las emulsiones de
alta densidad. El Al se añade al explosivo ya sea a granel o envasado, debido a que es un
combustible altamente energético.
La reacción del Al durante la detonación produce el óxido metálico sólido Al2O; ningún producto
gaseoso con Al se produce en la reacción de detonación. El Al, por lo tanto, reduce la formación de
gas, atrayendo algo del oxígeno que de otra forma estaría disponible en la reacción para producir
vapor o dióxido de carbono. La ecuación de la reacción química del ANFO con Al está dada por:
( ) ( ) ( )3 2 1 6 3 14 3 2 2 2 2 2 3NH NO XCH X Al X H O N XCO X Al O+ + − → + + + + −
para x ≤1 (15)
El Al se añade en cantidades de hasta 15% en peso, pero lo más común son cantidades entre 5 y 10
en peso. De la ec. 15, el 5% de Al requerirá una reducción en el contenido de petróleo de 5.7 a 4%
para un balance de oxígeno perfecto y también reducirá el volumen total de gas de 11 moles como
se calculó en la ec. 14 a 10.5 moles como se calculó en la ec. 15.
Es claro de la ec. 15, que el Al actúa como un combustible en la reacción de descomposición del
nitrato de amonio. El beneficio del Al como un aditivo a los explosivos está en el muy alto calor de
formación del óxido de Al, aproximadamente 16.25 MJ/Kg. Este calor de formación resulta en un
considerable aumento en la temperatura de los productos gaseosos de la reacción, que a su vez
produce un considerable incremento en la presión de los gases en el hoyo. El aumento de presión
causado por el aumento de la temperatura de los gases más que compensa la reducción en el
volumen de gas producido, de manera que el efecto neto de añadir Al es aumentar la energía
disponible teórica, principalmente a través de un aumento de la energía de levantamiento.
Si el Al se añade como un combustible y es para contribuir totalmente a la energía del explosivo,
debe cumplir estrictas especificaciones de tamaño. El Al se añade en forma metálica, generalmente
como polvo. Si el tamaño del grano del Al es muy grueso, el tiempo disponible para la oxidación
será inadecuado para permitir una reacción completa del Al, y el beneficio total no se obtendrá.
Además, bajo estas condiciones, tenderá a existir un exceso de oxígeno (insuficiente combustible), y
se generarán humos de óxidos nitrosos. Si el polvo de Al es muy fino, es muy riesgoso manejarlo, ya
que el polvo en sí se convierte en un riesgo de explosión de polvo. El tamaño ideal para el polvo
parece estar en el rango de 70 a 100 mallas.
2.3. TECNOLOGIA DEL PRILL.
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El nitrato de amonio sólido usado en los explosivos simples se suministran en la forma de prills.
Estos prills deben ser porosos y de una distribución de tamaño uniforme. El tamaño típico para el
prill de nitrato de amonio grado explosivo es:
100% < 3 mm
90% < 2 mm
1% < 1 mm
El grueso del prill en el nitrato de amonio grado explosivo, por lo tanto, debe tener un diámetro
entre 1 y 2 mm.
Durante la formación de los prills, una fina capa de arcilla se añade generalmente en el exterior del
prill. Esto es para contra restar la naturaleza higroscópica del nitrato. El nitrato sin recubrimiento en
contacto con el aire que tenga un 60% de humedad, eventualmente se transforma en líquido. Arcilla
finamente adherida a la superficie del prill reduce este efecto, pero también reduce la sensibilidad y
permeabilidad del prill. Pequeñas cantidades de aditivos de sulfato de Al también se pueden añadir
para mejorar la resistencia del prill.
La densidad de los prills individuales grado explosivo, debe estar alrededor de 1.2 gr./cc, dando una
densidad en volumen de casi 0.8 gr./cc. Si la densidad y tamaño de los prills están en el rango
correcto, entonces no debería haber dificultad con el funcionamiento del producto cuando se mezcla
con 6% de petróleo, a menos que los prills estén recubiertos con un exceso de arcilla.
Los prills con permeabilidad reducida se pueden detectar examinando una sección transversal del
prill después que se ha mezclado con petróleo coloreado. Si el petróleo ha penetrado
uniformemente, el interior del prill estará coloreado uniformemente. Si no, el interior
permanecerá blanco mientras que el exterior estará coloreado. Este tipo de prill no reaccionará
adecuadamente y el funcionamiento de la detonación será inadecuado.
Durante el almacenamiento del nitrato de amonio el ciclo de temperatura puede significar un
desmoronamiento de la estructura del prill. Cuando la temperatura del nitrato de amonio puro se
eleva sobre los 32,1° C, ocurre un cambio espontáneo en la estructura del cristal. El cambio en la
densidad y el volumen de la estructura del cristal resultará en un agrietamiento del cristal y, por lo
tanto, en el prill. Cuando se enfría bajo los 32° C los cristales tienden a aglutinarse y si hay alguna
humedad presente, el producto empezará a formar terrones.
Si los prills están dentro de un cartucho de emulsión, el ciclo de temperatura promoverá la
cristalización de la fase emulsión, conduciendo a una pérdida significativa de la sensibilidad y al
final de la insensibilización del producto.
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2.4. ENERGIA DEL EXPLOSIVO.
La energía del explosivo se puede definir en términos del trabajo de expansión de los gases de alta
presión, o sea, el área bajo la curva PV como se muestra en la fig. 2.3, y como se muestra en la
siguiente ecuación:
∫=
cP
dP
PdVEnergía (16)
donde P y V se refieren a la presión y el volumen de los gases de explosión en cualquier instante en
el tiempo, dP es la presión de detonación y cP es la presión crítica a la cual ningún trabajo
adicional se realiza debido a la expulsión del gas a la atmósfera.
De muchas observaciones del funcionamiento de un amplio rango de explosivos, la presión crítica a
la cual el trabajo útil cesa, es alrededor de los 100 MPa. Por esta razón, la energía disponible para el
trabajo útil es sustancialmente menor que el trabajo teórico obtenido en consideración de los calores
de formación de los reactantes individuales.
La curva PV es característica de cada formulación de explosivo y su derivación requiere
conocimiento preciso de la composición del producto. Los explosivos emulsiones, por ej., tienen una
curva completamente diferente, con el área total bajo la curva (de Pd a presión ambiental) menor
que los del Anfo. Esto se espera debido a la presencia de cantidades sustanciales de agua, y el efecto
de apagado que tiene esto en la reacción. Sin embargo, el área bajo la curva PV desde Pd a Pc
normal, es frecuentemente mayor o muy similar a la del Anfo, de manera que las emulsiones pueden
tener una potencia en peso efectiva muy cercana o aún exceder al 100%.
Es importante notar que los factores que afectan a la presión de venteo de los gases de explosión
(tales como el grado de confinamiento de la carga) afectará también la cantidad de energía obtenida
de los explosivos y pueden, por lo tanto, esperarse que influya en los perfiles de la pila, la
fragmentación y los niveles peak de vibración. Estudios recientes de McKenzie et al (1992),
investigaron la relación entre la energía disponible y la vibración inducida.
2.5 TECNOLOGIA DE LA EMULSION Y DEL ACUAGEL.
Los explosivos emulsiones comúnmente usados están también basados fuertemente en el nitrato de
amonio como la sal oxidante y el petróleo como la fuente de combustible, de manera que la
reacción química para estos productos no es muy diferente que la del Anfo.
Las emulsiones se fabrican comúnmente produciendo primero una solución acuosa super saturada
de sal(es) oxidantes y luego finamente dispersa en una fase aceite para formar una emulsión agua
en aceite. La solución de sales siempre contendrá nitrato de amonio pero puede también tener
nitrato de calcio o de sodio. Debido a que la solución se hace super saturada, cuando se enfría a
temperatura ambiente se convierte en meta estable, mostrando una fuerte tendencia a formar
cristales de varias sales de nitrato. Una formulación típica para una emulsión que contiene tanto
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nitrato de amonio y de calcio debe ser alrededor de 65% de nitrato de amonio, 16% de nitrato de
calcio, 12% de agua y 7% de petróleo. Algunas formulaciones pueden contener hasta alrededor de
18% de agua.
El nitrato de calcio añadido a la solución también contribuye a la energía total, pero en una tasa
significantemente menor que el nitrato de amonio. La potencia del nitrato de calcio, de acuerdo a
ratings internacionales es sólo la mitad que la del nitrato de amonio. Es importante destacar que
estos nitratos son los únicos ingredientes activos en la mayoría de las emulsiones (excepto en los
pocos casos donde se añade Al).
Las gotas finas de sales acuosas se previenen de la coalescencia añadiéndole un emulsificante que
forma un recubrimiento de una capa de una cadena polar de hidrocarbono alrededor de cada gota.
La naturaleza polar de la gota recubierta previene la coalescencia con otras gotas similarmente
recubiertas y cargadas. La mezcla resultante, por lo tanto, logra un alto grado de intimidad entre el
combustible y el oxidante del explosivo, resultando en un aumento en la tasa de reacción lograda
por el explosivo durante la detonación.
Generalmente la fase emulsión misma no se clasifica como un explosivo, pero sí como un agente
de tronadura. Esta distinción se hace con la base de sensibilidad o de energía requerida para iniciar
la reacción. Las emulsiones requieren una sensibilización a través de la adición de sensibilizantes
tales como burbujas de gas, micro esferas de vidrio o prills, antes de que ellas se clasifiquen como
explosivos y se puedan iniciar con pequeñas cantidades de explosivos primarios. Estos aditivos
proporcionan los puntos calientes, a través de su compresibilidad, necesarios para sostener y
propagar la reacción. Los productos emulsiones hechos de esta forma se refieren a los bombeables,
ya que el bombeo es la forma recomendable de cargar estos productos altamente viscosos. Aunque
se han hecho algunas pruebas de vaciar estos productos en el hoyo, no es una práctica
recomendable, particularmente en hoyos de pequeño diámetro, debido a la posibilidad de bloqueo
del producto en el hoyo.
En vez de dispersar la solución salina acuosa en petróleo, es posible usar ceras o parafinas. Estos
son hidrocarburos de cadena muy larga; a temperatura ambiente se convierten en rígidos y
maleables. Cuando se usan parafinas en vez de petróleo, el producto llega a ser muy rígido al
enfriarse; estos productos se usan para hacer emulsiones encartuchadas de diferente rigidez. Sin
embargo, la formulación del producto tiene un alto porcentaje de sensibilizantes para hacerlos
sensibles a un detonador.
Los explosivos acuageles son soluciones acuosas que son sensibilizadas y entrelazadas para
proporcionar una buena resistencia al agua, pero difiere considerablemente de las emulsiones en
sus formulaciones. En los explosivos acuageles, se fabrica una solución acuosa madre, conteniendo
nitrato de amonio y otros componentes activos, tales como perclorato de amonio, nitrato de
hexamina, Al y nitrato de metil amina. Estos aditivos tienen una tasa de energía mayor que el
nitrato de amonio, tendiendo a aumentar la energía relativa a la de las emulsiones.
La química del acuagel es más compleja que la de la emulsión, requiriendo un buen control sobre
la mezcla y fabricación del producto. Sin embargo, en general ella se puede resumir con que tienen
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componentes más energéticos y una cantidad de agua similar o menor que la emulsión. El acuagel
más comúnmente encontrado en Australia contiene alrededor de 85 a 90% de componentes
reactivos (nitrato de amonio, de hexamina, perclorato de amonio) y menos de 10% de agua. Otros
aditivos principales incluyen la goma de guar para lograr la consistencia requerida del producto,
agentes entrelazadores para proporcionar la resistencia “gel” al agua y agentes sensibilizantes.
2.6 MECANISMOS DE LA EXPLOSION.
La reacción principal que constituye la detonación explosiva, ocurre dentro de una zona delgada
denominada la zona de reacción principal dentro del hoyo. Esta se extiende desde el frente de
choque a un límite posterior denominado el plano de Chapman Jouguet (CJ), siendo el largo de esa
zona característico de un explosivo. Las reacciones que ocurren dentro de la zona de reacción
principal, generan la presión peak (la presión de detonación) y produce la acción de esparcimiento
del explosivo. Detrás de la zona principal hay una zona de baja presión o de hoyo. La presión de
esta sección es casi la mitad que la de detonación para explosivos acoplados totalmente.
En explosivos ideales, la reacción de los componentes está completamente dentro de la zona de
reacción principal. Luego, la energía máxima, está disponible para conducir la reacción y la
presión de detonación es la máxima. En explosivos no ideales (incluyendo todos los basados en
ANFO) sólo parte de la reacción ocurre en la zona de reacción principal, ocurriendo algunas detrás
del plano CJ. Esto reduce la presión de detonación pero puede no disminuir la presión de hoyo que
actúa detrás de la zona de reacción.
La presión de detonación lograda por un explosivo se puede estimar en un grado razonable de la
VOD usando la ec. simple:
2
**250 VODPd ρ= *10-6
(17)
donde VOD está en m/s, ρ es la densidad del explosivo en gr./cc y Pd es la presión de detonación
en MPa.
La presión de detonación se considera que es el mejor indicador del potencial de fuerza,
esparcimiento o fragmentación de un explosivo en tipos de rocas competentes y de alta densidad.
Es particularmente importante mantener una alta presión de detonación y de hoyo en la base de los
hoyos para asegurar una excavación fácil de la pila. En este contexto, el uso de explosivos
encartuchados tiene algunas dificultades.
Cuando se seleccionan explosivos encartuchados para usar en hoyos de tronadura, el diámetro del
cartucho se selecciona siempre que sea al menos 10 mm menor que el diámetro del hoyo, para
facilitar el carguío. Esto significa que un anillo de aire rodea al explosivo en el hoyo y este anillo
servirá para reducir la presión peak de hoyo y por lo tanto reducir la cantidad de rompimiento. Esta
situación puede ser evitada rajando los cartuchos primero para asegurar el impacto o taquearlos,
entonces ellos se expandirán para ocupar completamente el hoyo. Cuando se carga en hoyos llenos
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de agua sin embargo los cartuchos no se deben rajar puesto que ellos se pueden atascar en el hoyo
en la interfase aire/agua, provocando un carguío pobre.
Debido a la fuerte dependencia de la presión de detonación en la VOD, este último término se
toma a menudo como el indicador de la fragmentación potencial de un explosivo. La VOD no es
una medida de la energía de choque de un explosivo ni de su sensibilidad pero se usa como un
indicador de la energía de choque, de la estabilidad de la emulsión y de la consistencia de la
formulación. Chiappetta (1991) demuestra como las mediciones del VOD en terreno se usan para
cuantificar el funcionamiento de un explosivo y como este término se usa para proporcionar
estimaciones aceptables para la habilidad del explosivo para crear una red de fracturas en un medio
dado.
La VOD de los explosivos comerciales depende del diámetro de la carga, del grado de
confinamiento al momento de la detonación, aumentando a medida que el diámetro y el
confinamiento aumenta.
Como regla general, los explosivos con alta VOD proporcionan mejor fragmentación y
esparcimiento en roca dura, masivas o masa rocosa con bloques y hay poco beneficio en usar
explosivos con alto VOD en rocas blandas y altamente fracturadas. La justificación para el
aumento del VOD para roca de alta resistencia viene del análisis de la transferencia de energía a las
paredes del hoyo. La transferencia de energía se maximiza cuando la impedancia de los dos medios
es igual. La impedancia del explosivo se define como el producto del VOD y la densidad, mientras
que la impedancia de la roca es el producto de la velocidad de la onda P y la densidad de la roca.
Típicamente, la impedancia de una roca de alta resistencia tal como el granito está alrededor de
12,5x106
Kg. m-2
seg-1
(5000 m/s x 2500 kg/m3
) mientras que la impedancia de un explosivo con
alto VOD está alrededor de 7,8 x 106
Kg. m-2
seg-1
(6000 x 1300 kg/m3
). El ANFO, por ej. , tiene
una impedancia de 3,4 x 106
kg. m-2
seg-1
(4000 m/s x 850 kg/m3
).
El impacto de las propiedades de las rocas en el funcionamiento del explosivo se discute en la
sección 3.1, tratando los efectos de las propiedades en la fragmentación.
2.7 EXPLOSIVOS INICIADORES.
El término de explosivos iniciadores se refiere a los métodos de iniciar las mallas de tronadura. En
algunas aplicaciones el explosivo en el hoyo se iniciará directamente por el detonador o por un
cordón detonante, mientras que en otros casos estos elementos iniciarán a un explosivo iniciador,
el que a su vez iniciará la columna explosiva.
Por definición, los explosivos iniciadores tienen una densidad más alta que los explosivos
secundarios cargados en los hoyos. El sistema de iniciación más adecuado para cualquier
aplicación depende de muchos factores, incluyendo:
1. Tipo de explosivo y susceptibilidad a la desensibilización.
2. Profundidad del hoyo.
3. Costo y sensibilidad a tiros quedados.
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4. Requerimiento de desplazamiento de la pila.
5. Susceptibilidad a riesgos eléctricos.
6. Requerimiento de tiempo que la tronadura quedará cargada sin tronarla.
2.7.1. CORDONES DETONANTES.
El sistema más simple para iniciar la malla de tronadura es probablemente la combinación de
cordón detonante y conectores de retardo para cordón detonante. Los cordones detonantes son
explosivos lineales resistentes que contienen una carga en su núcleo de un alto explosivo envuelto
por un plástico y posiblemente envuelto además por un recubrimiento textil para proporcionar una
cubierta resistente al agua. El cordón se consume durante la detonación y detona a una velocidad
de casi 7.000 m/s. La detonación es extremadamente violenta y es capaz de causar un daño
considerable al material del taco y a la columna explosiva a través de la cual pasa. Al alcanzar al
iniciador, el impacto es suficiente para causar la iniciación. Alternativamente, el cordón detonante
puede sacarse del iniciador de manera que la cola de un detonador no eléctrico se active y este, a su
vez, pueda activar un retardo en el hoyo. Este sistema se llama el “iniciador deslizante”.
Cuando se usa el sistema de cordón detonante es importante minimizar la potencia del cordón. Esto
debido a que la detonación del cordón puede ser suficiente, bajo ciertas circunstancias, de iniciar la
columna explosiva. Cuando en el interior del hoyo existe un iniciador, esto puede causar serios
problemas de fragmentación y de proyección de rocas. Aún cuando el hoyo no contenga un
iniciador en el hoyo, la iniciación lateral del explosivo resulta en una pérdida significativa de
energía del explosivo, especialmente de la energía de choque.
Aún cuando el cordón detonante no detone al explosivo, este causará una insensibilización parcial
del explosivo y una pérdida consecuente de energía del explosivo. Es un truco que han efectuado
muchas operaciones de “trazar” hoyos con cordón detonante como medio de un control efectivo
durante la tronadura de contorno. La iniciación lateral o insensibilización parcial del explosivo,
causa una caída importante en la energía de choque que hace que el explosivo emule a uno de baja
potencia.
Cuando se usa la iniciación por cordón detonante se debe tener cuidado en las conexiones de
superficie. Las conexiones entre líneas de cordón detonante debe hacerse en ángulo recto, ya que
un ángulo agudo entre las líneas causará un corte.
Cuando se use cordón detonante para iniciar un explosivo iniciador, debe asegurarse que el
iniciador es sensible a la potencia del cordón en uso. Muchos iniciadores, incluyendo los de
pentolita y las emulsiones encartuchadas, por ej., no son sensibles al cordón con un núcleo de
menos de 10 gr./m.
2.7.2. DETONADORES ELECTRICOS.
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Los detonadores eléctricos de retardo se utilizan comúnmente para iniciar hoyos en tronaduras en
canteras (aunque este método se está reemplazado rápidamente por la iniciación no eléctrica) y en
tronaduras de zanjas y otras de pequeña escala.
Cuando se estima o compara el uso de la iniciación eléctrica respecto de los sistemas no eléctricos,
se debe poner mucha atención en el punto de la exactitud del tiempo de iniciación.
Como una observación general, la exactitud de los detonadores eléctricos comercialmente
disponibles en Australia, es menor que la de los sistemas no eléctricos de períodos comparables,
aunque debe puntualizarse que la exactitud del detonador con retardo pirotécnico es muy
dependiente del tiempo y de la condición de almacenamiento. La tabla 2.1, por ej., presenta un
resumen de la comparación entre los detonadores de retardo eléctrico y no eléctricos,
comercialmente disponibles en Australia.
VARIABLE RANGO (%)
NO
ELECTRICOS
ELECTRICOS
Rango de
tiempos (ms)
25 – 8000 30 – 845
Coeficiente de
varianza del
batch (%)
0.8 – 2.8 2.0 – 3.0
Coeficiente de
varianza total
(%)
1.0 – 4.5 2.5 – 4.5
Dispersión al
95% de
confianza (%)
2.0 – 9.0 5.0 – 9.0
TABLA 2.1. Resumen de la comparación de dispersión para detonadores eléctricos y no eléctricos.
La generalización no parece ser válida por ej. en USA, donde los detonadores eléctricos de retardo
nuevos y de alta exactitud son a lo menos tan exactos como los retardos no eléctricos más nuevos
(+/- 2% de dispersión con el 95% de nivel de confianza).
Generalmente hablando, la dispersión del retardo no es un problema principal en la tronadura, pero
sí cuando la probabilidad de traslape o detonación fuera de secuencia, Posd, alcanza un nivel
inaceptablemente alto. La definición de “inaceptablemente alto” es muy dependiente de la
aplicación (Heilig & McKenzie, 1988) y no se puede dar una regla general. La probabilidad de
traslape se calcula de la ec.:
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( )
( )







+
−
−=
+
+
2
1
2
1
1
nn
nn
osd
SS
tt
P φ (18)
donde ( )xφ es la función de probabilidad acumulativa para la varianza estándar normal, tn y tn+1
son los tiempos nominales de iniciación y Sn y Sn+1 son las desviaciones estándar para los retardos
números n y n+1 respectivamente.
Como una buena aproximación, la función de probabilidad acumulada F(x) se puede calcular a
cualquiera de los dos retardos (m y n) usando las siguientes relaciones. El uso de estas ecuaciones
elimina la necesidad de tablas matemáticas, permitiendo la posibilidad de ser calculada en formato
de planilla electrónica. Estas ec. proporcionan una aproximación a las áreas bajo la curva de
distribución normal o gaussiana, y son exactas hasta a lo menos tres lugares decimales.
( )Pr obabilidad F A t A t A t A t A t= + + + +1 2
2
3
3
4
4
5
5
[ ]
t
A x
=
+
1
1 6γ ( )
F
e
x
=
−γ
π
( )2
2
2
(19)
γ ( )x
t t
S S
m n
m n
=
−
+2 2
donde A1 = 0.319381530 S = desviación estándar del
tiempo de disparo
A2 = -0.356563782 t = tiempo nominal de disparo
A3 = 1.781477937
A4 = -1.821255978
A5 = 1.330274429
A6 = 0.2316419
Los retardos eléctricos muestran una baja probabilidad de traslape (y por lo tanto un buen control de
la fragmentación y niveles de trastornos ambientales) para tronaduras de tamaño pequeño. Esto se
ilustra en la fig. 2.4 para coeficientes de varianza de 3 a 5% que se considera típicos para retardos
eléctricos en Australia. Cuando el tamaño de la tronadura necesita el uso de números de retardos
más altos (sobre el #12), la probabilidad de traslape llega a ser significativa y aumenta con el
aumento del número del retardo, de manera que saltarse un período (o sea, omitir algún elemento de
retardo en las series) para los números de retardo más altos es muy común. Este hecho tiende a
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reducir el tamaño máximo de la tronadura que se pueden iniciar, especialmente si se desea limitar el
número de hoyos que comparten un número de retardo común.
Otro factor que limita el tamaño de las tronaduras que se puede disparar es la dificultad de energizar
un gran número de detonadores eléctricos, con la mayoría de los sistemas portátiles con limitaciones
a no más que 100 hoyos. La seguridad es también un tema importante con los retardos eléctricos
debido a su susceptibilidad a la iniciación por fuentes extrañas, que incluyen a los transmisores de
radio y los rayos.
Los detonadores eléctricos disponibles comercialmente en Australia tienen un grado más alto de
dispersión que la mayoría de los detonadores de retardo no eléctricos, y son más adecuados en
tronaduras pequeñas. La aplicación de sistemas de iniciación eléctricos a las tronaduras que tienen
más de 30 hoyos generalmente resultará en retardos compartidos, en donde muchos hoyos se inician
al mismo tiempo nominal. La aplicación de la iniciación eléctrica se limita generalmente a
tronaduras con poco menos de 100 hoyos.
2.7.3. DETONADORES NO ELECTRICOS.
Los detonadores no eléctricos muestran un grado de dispersión igual o menor que los detonadores
eléctricos. Sin embargo, dependiendo del período del retardo en el hoyo, y de la combinación de los
retardos de superficie usados entre hoyos y entre filas, la dispersión absoluta en los tiempos de
iniciación puede exceder a los del sistema eléctrico. Una selección cuidadosa de los elementos en el
sistema no eléctrico permitirá que se inicien tronaduras grandes más fácilmente y en forma segura
de lo que es posible con la iniciación eléctrica. Tal vez la principal razón para usar sistemas de
iniciación no eléctricos en tronaduras grandes es que la probabilidad de traslape permanece
constante a través de toda la tronadura, independientemente del tamaño de las tronaduras y el
número de hoyos que detonan en un mismo tiempo se reduce significativamente en comparación
con el mismo diseño iniciado con detonadores eléctricos.
Debido a que no hay series no eléctricas fijas, no es posible generar un gráfico de probabilidad de
traslape similar a la fig. 2.4 que se aplica a todas las tronaduras no eléctricas. Sin embargo, es
posible construir el gráfico para un caso particular y considerar las probabilidades de traslape para
varios hoyos dentro de la tronadura. La fig. 2.5 considera las probabilidades de traslape (asumiendo
un coeficiente de varianza de 1 y 2%, lo que parece típico de las unidades de alta exactitud usadas
como retardo constante dentro del hoyo) para hoyos adyacentes a un hoyo localizado en cualquier
parte en la tronadura de la fig. 2.6, que contiene una combinación de 175 ms en el hoyo y 17 & 42
ms en superficie (combinaciones típicas en una cantera). Los números adyacentes a los hoyos en la
fig. 2.6 representan los tiempos de disparo para los hoyos relativo al hoyo de referencia marcado
“o”. El diagrama de traslape permanecerá sin cambiar para cualquier hoyo seleccionado de
referencia: ésta es una de las principales ventajas de los sistemas de iniciación no eléctricos.
Para el retardo en el hoyo elegido de 175 ms, el diagrama no eléctrico de traslape indica una
probabilidad muy baja de traslape entre hoyos adyacentes en la misma fila y entre hoyos en
diferentes filas. Para estos tiempos de retardo en el hoyo más grandes (por ej. 500 ms) la
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probabilidad de traslape entre hoyos en la misma fila aumenta significativamente. La alta
probabilidad de traslape en estos casos, para hoyos en la misma fila, generalmente no se considera
un problema, ya que los hoyos en la misma fila se disparan hacia una cara libre y la detonación fuera
de secuencia en la misma fila no afectará por lo tanto adversamente a la fragmentación, vibración o
proyección de rocas. Esto es en contraste a la situación con retardos eléctricos donde el traslape
puede ocurrir entre filas de hoyos, dependiendo de como se ha secuenciado el diseño.
Los sistemas de iniciación no eléctricos son los preferidos y recomendados para la iniciación de
mallas grandes de tronaduras, proporcionando buen control sobre la secuencia de detonación y
minimizando el impacto de los trastornos ambientales. El control de la secuencia es independiente
del tamaño de la tronadura y el tiempo de la tronadura puede variarse para proporcionar más control
sobre los niveles y frecuencias de vibración inducida. Sin embargo, debe mantenerse una
observación muy de cerca a los últimos desarrollos con la iniciación eléctrica y electrónica.
2.7.4. COMPARACION ENTRE DETONADORES ELECTRICOS Y NO ELECTRICOS.
Conociendo la variabilidad en los elementos de retardo, la estadística permite el cálculo de la
probabilidad que cualquier diseño de tronadura dado, detonará en la secuencia diseñada. Para el
propósito de este estudio, una secuencia controlada de iniciación se define por:
Una secuencia de iniciación donde cada carga explosiva detonará subsecuentemente a cargas entre
ella y la cara libre. Tomando en cuenta el ángulo de salida (130°) y la influencia de los hoyos
circundantes, el área de influencia se asume también que incluye cargas dentro del espaciamiento de
un hoyo o como se muestra en la fig. 2.7. Tanto los sistemas de retardo eléctricos y no eléctricos se
han evaluado para “un diseño estándar de 18 hoyos” como se muestra en la fig. 2.8. La comparación
se ha efectuado para tiempos de retardo no eléctricos en el hoyo de 175 ms y 500 ms. Los gráficos
de probabilidad calculados, que muestran la probabilidad que todos los 18 hoyos detonarán en “una
secuencia controlada”, se pueden ver en la fig. 2.9, e indica:
1. Una disminución en la probabilidad de que no haya una secuencia inversa a medida que la
variabilidad de retardo aumenta (para todos los sistemas de retardo).
2. Para un coeficiente arbitrario de variación de 2%, las probabilidades de que no haya una
secuencia inversa se calcularon a 11% (500 ms no eléctrico, retardo en el hoyo), 100% (175 ms
no eléctrico, retardo en el hoyo) y 100% (retardo eléctrico en el hoyo). Respecto a esto, las series
eléctricas se consideran más exactas que algunas combinaciones no eléctricas.
3. Para retardos no eléctricos de alta exactitud que exhiben coeficientes de varianza en el intervalo
del 1 - 1.5%, la probabilidad de una secuencia correcta para la tronadura de 18 hoyos de la fig.
2.8 está en un rango de alrededor de 40% a alrededor de 90% para retardo en el hoyo de 500 ms y
es efectivamente 100% para el retardo en el hoyo de 175 ms.
4. Para retardos eléctricos con un coeficiente de varianza en el intervalo de 3 - 4%, la probabilidad
de una secuencia correcta para la tronadura de 18 hoyos de la fig. 2.8 está en el rango de casi
50% a casi 75%.
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5. Existe una marcada declinación en la probabilidad de todos los 18 hoyos detonados en la
secuencia correcta cuando se usan retardos no eléctricos más largos con un coeficiente de
varianza que excede el 10%.
Se puede concluir de estos análisis que las tronaduras secuenciadas usando alta exactitud en el hoyo,
los retardos no eléctricos de períodos cortos ofrece ventajas sobre tronaduras de similar tamaño
iniciadas con retardos eléctricos en términos de la habilidad de los hoyos para detonar en una forma
controlada (o reducir la probabilidad de iniciación fuera de secuencia). Esta ventaja llega a ser aún
más aparente si el número de hoyos aumenta sobre los 18.
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3. PROPIEDADES DE LA ROCA.
El rompimiento de la roca con explosivo es una interacción entre el explosivo y la roca. Los
resultados en términos de grado de fragmentación, daño y desplazamiento de la pila tronada, están
determinados por las propiedades de los dos componentes. Hagan & Harries (1977) establecieron
que “los experimentos y la práctica indican que los resultados de la tronadura están influenciados
más por las propiedades de la roca que por las del explosivo”. Experiencias realizadas en canteras,
minas a tajo abierto, minas de carbón de superficie y minas subterráneas soportan este aserto.
En general, las tentativas para predecir resultados de fragmentación, realizados en operaciones
normales de tronadura a partir de propiedades físicas y mecánicas de la roca, obtenidas de ensayos
de laboratorio, no han sido exitosas. La falla se atribuye a los efectos dominantes de la estructura
de la roca y su influencia en las propiedades del macizo rocoso. Aunque las propiedades físicas
mecánicas del macizo rocoso (es decir resistencia a la compresión y tensión, densidad, módulos de
elasticidad), sí impactan en la fragmentación, son secundarios comparados con los efectos de la
estructura de la roca.
Las estructuras existentes en la roca se extienden durante la tronadura, con extensión preferencial
de grietas favorablemente orientadas. Cuando existe un patrón de grandes diaclasas a grandes
espaciamientos, no ocurrirá una formación y extensión de grietas uniformes, y se obtendrá una
fragmentación irregular. Cuando existe un patrón denso de fisuras, la fragmentación resultará
claramente mejor que la obtenida en roca masiva usando la misma carga. En este material, la onda
de choque del explosivo que detona se atenúa más rápidamente y es por eso menos efectivo en
iniciar nuevas fracturas y las nuevas fracturas generadas se cortan abruptamente por la existencia
del patrón de fisuras.
Las discusiones de las propiedades de la roca y su influencia en la fragmentación frecuentemente
se refieren a la resistencia de la roca. Esta propiedad es difícil de cuantificar en vista de su
dependencia de la razón de carga o razón de deformación, puesto que es bien sabido que la
resistencia dinámica de la roca varia considerablemente de la resistencia estática. Sin embargo, a
pesar de su limitación, tanto la resistencia a la compresión como a la tensión juegan un papel muy
importante en determinar los límites de daño y sobre quebradura detrás de la tronadura, debido
principalmente a su relación con la fácil de medir velocidad de partículas.
Las propiedades de la roca tienen una mayor influencia en la amplitud, frecuencia y duración de las
ondas de vibración de la tronadura. La amplitud y la frecuencia de vibración disminuyen con el
aumento de la distancia desde la tronadura debido a dos mecanismos separados: esparcimiento
geométrico y pérdidas adicionales. En general la duración de la vibraci6n de la tronadura aumenta
con el aumento de la distancia desde la tronadura. Los tipos de rocas con alto módulo (por ej. las
rocas ígneas) exhiben un comportamiento casi elástico con relativamente poca pérdida friccional,
mientras que tipos de roca con bajo módulo (por ej. rocas sedimentarias) muestran una
pronunciada pérdida friccional y un comportamiento inelástico. Las fracturas y diaclasas en la
masa rocosa tienen el efecto de bajar el módulo del macizo y disipar la energía en la superficie de
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las diaclasas, de manera que una roca dura con muchas estructuras se parece a un tipo de roca
blanda más masiva en términos de sus características de vibración.
Las propiedades de la roca también tienen un mayor impacto en la estabilidad de los taludes, y
mucho de estos sectores pueden ser modificados por la acción de la cercanía y aún la lejanía de las
operaciones de tronadura. A medida que la tronadura expone taludes y excavaciones, las fuerzas
que tienden a mantener los bloques en equilibrio a lo largo de planos de diaclasas bien definidos (o
sea, la cohesión de las diaclasas y el coeficiente de fricción), pueden ser colocadas fuera de este
balance con el resultado que la excavación llega a ser inestable y vulnerable a fallar
Los factores de la roca más importantes que afectan a la fragmentación, estabilidad y al impacto
ambiental de la tronadura son:
1. Grado de diaclasamiento y fracturamiento natural e inducido por la tronadura.
2. Orientación de las diaclasas naturales.
3. Propiedades elásticas de la roca.
4. Densidad de la roca.
5. Angulo de fricción.
6. Resistencia cohesiva de la superficie de las fracturas.
Por conveniencia, la influencia de las propiedades de la roca en la estabilidad, fragmentación e
impacto ambiental se considerarán separadamente.
3.1 INFLUENCIA EN LA FRAGMENTACION.
De los factores usados anteriormente, el de mayor influencia en la fragmentación es,
indudablemente, el grado natural de diaclasado y fracturamiento. La formación de diaclasas ocurre
durante la diagénesis de la roca, generalmente como resultado de los esfuerzos tensionales en la
roca. La masa rocosa desarrolla típicamente un número de conjuntos de diaclasas ínter
dependientes que actúan para aliviar esfuerzos en la roca. Las diaclasas inevitablemente se forman
en grupos y cada grupo muestran un grado de paralelismo que refleja su génesis común. Los
grupos de diaclasas generalmente se ordenan por prominencia desde grupos principales a menos
prominentes o grupos menores determinada por su frecuencia de ocurrencia y persistencia o
continuidad.
El grado de diaclasamiento natural es importante debido a que define el bloque más grande que
puede resultar después de la tronadura, ya sea dentro de la malla de la tronadura o de la sobre
quebradura detrás del disparo. Debido a que las diaclasas tienden a formarse en grupos que son
aproximadamente perpendiculares, los planos de las diaclasas naturales definen grupos de bloques
de distintos tamaños. Cuando el espaciamiento de las diaclasas dentro de un grupo es amplio, los
bloques in situ son grandes y d factor de emergía asociado con el diseño de la tronadura es alto. Si
la tronadura no rompe estos bloques, ellos formarán el sobre tamaño.
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Cuando la frecuencia de fracturas en la masa rocosa es alta, es más fácil de obtener fragmentación
fina y los factores de energía asociados con la tronadura tienden a ser bajos. Rocas duras altamente
diaclasadas o fracturadas se comportan muy similar a rocas más blandas y más débiles.
La combinación de roca y discontinuidades se puede considerar y modelar como una ruma de
bloques mantenidos juntos por una combinación de la cohesión de la superficie de las diaclasas, el
coeficiente de fricción de las superficies de las diaclasas y los esfuerzos actuando en los bloques
(ya sea esfuerzos hidrostáticos en aplicaciones de superficie o una combinación de esfuerzos
hidrostáticos o tectónicos en aplicaciones subterráneas profundas).
Varios autores han sugerido que para lograr la máxima utilización de la energía del explosivo en el
proceso de fragmentación es necesario equiparar la impedancia del explosivo lo mas cercanamente
posible a la impedancia de la roca. La impedancia se define como el producto de la velocidad y la
densidad. Para el explosivo, la impedancia se refiere al producto de la densidad en el hoyo y a la
velocidad de detonación, mientras que en la roca la impedancia se define como el producto de la
velocidad de las ondas P y la densidad. Luego, para una máxima fragmentación:
proca VVOD **exp ρρ = (20)
Donde ρ es la densidad, VOD es la velocidad de detonación del explosivo y Vp es la velocidad de
la onda P de la roca.
Basado en el deseo del igualamiento de las impedancias, rocas masivas y de alta resistencia (con
velocidades P en el rango de 4500 a 6000 m/s) se fragmentan mejor con un explosivo con alta
densidad y alta velocidad de detonación. La impedancia de los explosivos nunca alcanza la
impedancia máxima de la roca, debido a la baja densidad de los explosivos comerciales.
Muchas rocas, sin embargo, más que fragmentación requieren desplazamiento y para este tipo de
rocas la utilización de la energía de choque es de importancia secundaria comparada con la
generación y utilización de la energía de levantamiento (heave). Estas rocas se benefician del uso
de explosivo de baja velocidad de detonación y es en esta aplicación que el uso de explosivos
aluminizados se adecua mejor.
3.1.1 DISTRIBUCION DE TAMAÑO DE BLOQUES INSITU.
Una masa rocosa, en el contexto de la tronadura, consiste de uno o más tipos de roca que se
interceptan por un sistema de discontinuidades. Estas discontinuidades se refieren frecuentemente
a una variedad de términos que incluyen a diaclasas, fallas, zonas de corte, fracturas, planos de
estratificación, intrusiones o fisuras. La mayoría de estas discontinuidades son naturales pero
existen también algunas fracturas que se pueden inducir por la excavación, ya sea directamente
como resultado de la tronadura o indirectamente por redistribución de esfuerzos.
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Las discontinuidades en la masa rocosa actúan para definir bloques preformados y la distribución
de tamaño de éstos puede ser el principal factor para lograr un costo efectivo de tronadura.
Los datos requeridos para estimar la distribución de tamaño de bloques son los espaciamientos de
los tres grupos principales de diaclasas. Estos datos se pueden obtener por muchos métodos,
incluyendo el registro de testigos de sondajes (testigos orientados) y el mapeo de los bancos.
Una de las principales dificultades asociadas con la exactitud para determinar el espaciamiento de
fracturas es el problema de hacer un muestreo que represente exactamente un número significante
de diaclasas. A menudo se usa el sistema Scanline, principalmente si ellos representan vistas al
azar a través de la masa rocosa y si las superficies expuestas no están alineadas con los planos de
diaclasas dominantes. Sin embargo, aún el Scanline al azar dará datos distorsionados, puesto que
de los planos de diaclasas que son de corta persistencia y de los planos que están orientados
oblicuamente se obtendrían pocas muestras, particularmente en Scanlines más cortos. De los
planos que son paralelos al Scanline no se hará un muestreo. Claramente, el Scanline simple es
inadecuado para la estimación de patrones de fracturas.
Un punto importante de recordar se relaciona con el tamaño y el tipo de fracturas que se debería
registrar durante el análisis Scanline. Es en este punto que el mapeo de fracturas llega a ser
subjetivo, puesto que la única regla disponible es mapear fracturas que parecen haberse extendido
durante la tronadura, o que parecen formar las superficies de los bloques tronados. Las fracturas de
muy poca persistencia no parecen tener una fuerte influencia en la fragmentación, y las diaclasas
que se han cementados juntas con cuarzo o calcita pueden no representar aún planos de debilidad.
Las fracturas que no pertenecen a un grupo de diaclasas definido pueden ser inducidos por la
tronadura, y pueden ser ignoradas frecuentemente en e1 mapeo si la cara expuesta representa sólo
una pequeña fracción del volumen total de la roca a tronarse.
Después de obtener el espaciamiento de las fracturas, es útil determinar la forma de la distribución
de las fracturas. Las dos distribuciones más comunes observadas son la normal o Gaussiana y la
exponencial negativa. Se ha argumentado que las rocas más jóvenes tienden a mostrar la
distribución normal, mientras que las rocas más viejas, que han sido sujetas a repetidos esfuerzos y
fracturamientos, tienden a mostrar más una distribución exponencial negativa. Se debe notar que la
selección de la forma de la función de distribución influirá fuertemente en la distribución de
tamaño calculada de los bloques.
La conversión de los datos de espaciamiento de fracturas a la distribución de tamaño de bloques in
situ se efectúa usando la simulación de Monte Carlo para generar muestras grandes de bloques de
distintas dimensiones. Estos bloques se ordenan para determinar su ranking de tamaño de tamiz y
una estimación hecha de los pesos promedios de los bloques para cada tamaño de tamiz. La fig.
3.1, por ej. , ilustra la distribución de tamaño de los bloques in situ para una mina, mostrando 3
dominios estructurales marcadamente diferentes. Dentro de cada dominio, el espaciamiento y
orientación de las fracturas y el número de los sub grupos de fracturas, varía considerablemente. El
Dominio I muestra un fracturamiento intenso con un 5% en peso de material in situ que tiene un
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tamaño mayor que 1m. Para este tipo de roca poca fragmentación real se requiere del explosivo y
la tronadura se realiza sólo para mejorar la excavabilidad y productividad del cargador.
El Dominio III sin embargo, se caracteriza por su naturaleza masiva, con cerca de un 45% de
material in situ con tamaño mayor que 1 m. Este material requiere un fracturamiento sustancial
durante la tronadura y se puede beneficiar considerablemente con el uso de un explosivo con alta
presión de detonación, o sea, una emulsión o un acuagel. Al mismo tiempo, este tipo de roca es
muy adecuada para producir gran cantidad de sobre tamaño si la exactitud de la perforación es
mala o si se produce una sobre quebradura sustancial.
Uno de los aspectos más críticos de las tronaduras en cualquier tipo de roca es la selección del
diámetro del hoyo, ya que esto determina todos los otros parámetros tales como burden,
espaciamiento, pasadura y taco. El diámetro es particularmente importante en masas rocosas con
muchas estructuras. Cuando se generan grandes cantidades de sobre tamaño en la tronaduras de
rocas con muchas estructuras, frecuentemente se considera beneficioso reducir el diámetro del
hoyo.
Cuando se usan diámetros pequeños, los hoyos se ubican más próximos y aumenta la probabilidad
de tener una carga explosiva en cada bloque in situ (definido por los grupos de diaclasas
prominentes).
Esto es frecuentemente la única forma de lograr una fragmentación satisfactoria en rocas muy
fracturadas.
Como regla general los tipos de rocas masivas o de muchos bloques, tienen un requerimiento
principal de fracturamiento con explosivo y esto se obtiene mejor de explosivos con alta velocidad
y presión de detonación. Estas características se encuentran en las emulsiones y acuageles. Los
tipos de rocas con muchas fracturas tienen un requerimiento principal de levantamiento y
desplazamiento del explosivo, esto se obtiene mejor de explosivos con baja velocidad y presión de
detonación. Estas características se encuentran en el Anfo y el Anfo diluido.
3.1.2 ORIENTACION DE LAS DIACLASAS.
Bajo ciertas condiciones, la orientación de las diaclasas respecto a la orientación de la cara del
banco es de principal importancia. La orientación de las diaclasas es particularmente importante
cuando la continuidad o persistencia de las diaclasas es alta, ya que bajo estas condiciones, grandes
lajas de rocas se pueden mover y causar una mala fragmentación, desconexiones de las líneas
troncales, sobre quiebre dificultoso, o caras finales inestables.
Cuando un grupo de diaclasas prominentes está paralelo a la cara de la tronadura, la tronadura
tiende a producir caras finales suaves, puesto que será difícil para la tronadura inducir fracturas que
se propaguen a través de los planos de las diaclasas prominentes, y los gases de alta presión no
serán capaces de penetrar detrás de los mismos planos.
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Dependiendo del buzamiento del grupo de diaclasas a la cara del banco vertical o casi vertical, se
pueden encontrar problemas de fragmentación asociadas con cuñas deslizantes desde la nueva cara
del banco diseñada (diaclasas inclinándose fuera de la cara). Dificultades adicionales de
fragmentación se pueden encontrar si la iniciación de los primeros hoyos produce un movimiento
significativo a lo largo de los planos de diaclasas, causando que los hoyos detrás de la fila iniciada
se corten y la columna explosiva se interrumpa. En este caso, parte del explosivo puede que no
detone y la pila resultante será de material muy grueso. Este comportamiento es muy común y es la
razón principal para diseñar tronaduras de tal manera que la carga de todos los hoyos se inicie
antes de que cualquier carga detone, y también para la iniciación de los hoyos tanto en la parte
superior como inferior.
El buzamiento de las diaclasas hacia dentro de la cara del banco posee pocos problemas asociados
con deslizamiento o estabilidad de nuevas caras, pero frecuentemente produce considerable
problema para lograr un buen control del piso.
En un grupo de diaclasas prominentes con un rumbo de 30 a 60º respecto a la dirección de la cara
dei banco, la tronadura puede producir una dilatación extensa de las diaclasas a considerable
distancia detrás de los limites de la tronadura. En estos casos, los gases de alta presión de la
explosión son capaces de penetrar a lo largo de las superficies de las diaclasas y dilatarlas,
haciendo que la futura perforación y fragmentación efectiva sea muy difíciles.
Cuando un grupo de diaclasas prominentes rumbea normal a la cara del banco, el riesgo de lajas de
rocas y sobre quebradura es menor respecto al caso anterior. Sin embargo, los planos de diaclasas
pueden dilatarse, causando un gran agrietamiento superficial que se puede extender muchos metros
detrás de la tronadura. Esto incrementa el problema de control de fragmentación en las tronaduras
posteriores. Una complicación adicional asociada con la tronaduras de bancos alineados
perpendicularmente a la dirección principal de las diaclasas es la dificultad de obtener una cara
limpia y regular para la perforaci6n de las tronaduras posteriores. Las caras tronadas
perpendiculares a las diaclasas, producen caras muy irregulares a menos que se efectúen tronaduras
controladas (por ej. precorte).
Las diaclasas dilatadas y prominentes poseen un serio problema para un control efectivo de la
fragmentación, especialmente cuando están muy espaciadas, ya que ellas delinean bloques bien
definidos que son difíciles de aumentar. Inevitablemente, alguno de estos bloques caerán fuera de
la cara sin fragmentarse. El requerimiento para el control de la fragmentación bajo estas
condiciones es que el hoyo se deberá colocar en cada bloque, regresando al énfasis en el diseño de
la tronadura para seleccionar el diámetro óptimo.
Cuando se truena en roca con muchas estructuras, frecuentemente se obtiene mejor fragmentación
si la cara del banco está orientada paralela al rumbo del grupo principal de diaclasas. Los bancos
orientados de esta forma producen un movimiento de la roca en dirección perpendicular a la
dirección del rumbo, y generalmente resulta la formación de una cara que es limpia y uniforme,
facilitando una perforación y tronadura fácil en las caras sucesivas. Sin embargo, se puede lograr
considerable mejoramiento en fragmentación adoptando un diseño de hoyos con gran
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espaciamiento, cuando la relación espaciamiento burden se aumenta a 4:1 sin cambiar el área de
influencia (Burden x espaciamiento) de cada hoyo. Esta configuración ayuda en tener un hoyo
ubicado en cada bloque.
La principal excepción a esta regla es para la situación donde el espaciamiento de las diaclasas es
casi igual o mayor que el espaciamiento de los hoyos. En esta configuración la tronadura desde una
cara perpendicular al rumbo de las diaclasas frecuentemente da mejor fragmentación y una cara
más limpia y estable, ya que cada bloque tiene al menos una carga explosiva. En este caso, es
preferible el diseño equilátero.
3. 1.3 PROPIEDADES FISICAS Y MECANICAS.
Por lo general, la aplicación de estos datos se limita a modelamiento de la fragmentación y daño
producido por la tronadura. Las propiedades principales físicas y mecánicas que se usan
comúnmente en e1 modelamiento de tronaduras son:
1. Módulo de Young.
2. Indices de resistencia (de compresión y tensión estática)
3. Densidad de la roca.
4. Porosidad de la roca.
5. Propiedades sísmicas (velocidades de propagación)
El término dureza se usa frecuentemente y probablemente se define mejor en términos de una
combinación de resistencia a la compresión y la densidad del material.
Módulo de Young
Las propiedades elásticas de una roca definen la forma de deformación de la masa rocosa cuando
está sujeta a las fuerzas ejercidas por los gases de explosión en el hoyo. Idealmente, las
propiedades se deberían referir al comportamiento de la masa rocosa, pero las propiedades de la
masa son muy difíciles de medir. Como resultado de esto, se usan generalmente mediciones de
laboratorio hechas en muestras de rocas intactas, y se ajustan de acuerdo al grado de estructuras en
la masa rocosa
El módulo de YOUNG (E), para una roca en una compresión uniaxial, se define como la relación
del esfuerzo axial a la deformación axial, y es por eso la medida de la cantidad de deformación en
dimensión que una roca puede resistir antes de fallar. El valor obtenido de esta forma es el módulo
de Young estático, debido a que la relación de carga de la muestra es tan baja que puede ser
efectivamente estática. El módulo dinámico se puede determinar de prueba sísmicas en la muestra,
obtenida de medidas de las velocidades de ondas compresional y de corte para el material. Esto es
frecuentemente muy difícil ya que la identificación de una onda de corte en el análisis sísmico es
frecuentemente muy subjetiva. Como se muestra en la ecuación (23), el conocimiento de E ayuda
en la estimación del nivel de esfuerzo inducido en la roca en virtud de la vibración propagada o la
onda de choque
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Resistencia de la Roca.
La resistencia de la roca se usa indirectamente en muchos modelos a través del término empírico
“factor de la roca”.
Tal vez la mayor influencia de la resistencia de la roca está en controlar el grado del daño y sobre
quebradura producida por el explosivo. Este control es posible en virtud de la relación entre los
niveles de esfuerzos inducidos y deformaciones, y la velocidad peak de partícula, PPV.
pV
PPV
=ε (21)
E
σ
ε = (22)
pV
PPVE *
=σ (23)
donde ε es la deformación de la roca, Vp es la velocidad de propagación de las ondas P, E es el
módulo de Young y σ es el nivel de esfuerzo inducido.
Usando estas ecuaciones, y las observaciones de terreno, es posible tener 1os niveles máximos de
vibración que se pueden inducir antes que ocurra e1 fracturamiento, y la extensión del sobre
quiebre detrás de la tronadura. Estas influencias se cubren en detalle en la Sección 6.2.
Densidad.
La acción del explosivo en la tronadura debe producir rompimiento y desplazamiento de las
partículas quebradas. La efectividad del explosivo estará, por lo tanto, influenciada por la
resistencia de la roca y la masa de la roca que constituye el burden de los hoyos. Un aumento de la
densidad en volumen está a menudo acompañado de un aumento de la resistencia en volumen de la
roca, especialmente cuando el aumento de la densidad se debe a una disminución del grado de
fracturas y la fracción de huecos. Invariablemente, a medida que aumenta la densidad, también
debe aumentar la deformación o energía de choque requerida para aumentar la iniciación de las
fracturas y obtener una fragmentación aceptable.
El aumento de la densidad de la roca aumenta la inercia del burden de manera que rocas de alta
densidad (por ej. magnetita y hematita) requieren una cantidad aumentada de levantamiento de
explosivo para producir pilas fácilmente excavables. Esto es aplicable aún cuando la roca está muy
fracturada y la fragmentación no se considera un problema. Los tipos de roca de alta densidad por
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lo tanto demandan una reducción del tamaño de la malla o un aumento del factor de carga para
lograr resultados de tronadura aceptables.
Para masa de roca de alta resistencia (por ej. rocas volcánicas e ígneas), la decisión de usar
explosivos de alta potencia a menudo se aumenta. Cuando las rocas de alta resistencia están con
una baja cantidad de diaclasas o los grupos de diaclasas están muy espaciados, hay un considerable
beneficio al seleccionar un explosivo con mayor potencia en volumen. Un argumento
frecuentemente propuesto es tratar e igualar las impedancias de la roca in situ con la impedancia
del explosivo, Z, definido como:
pVZ *ρ= (24)
donde ρ es la densidad ya sea de la roca o de la carga explosiva, y Vp es la velocidad de
propagación (velocidad de la onda p para la roca, velocidad de detonación para el explosivo)
Típicamente, una roca ígnea dura tal como el granito tendrá una densidad y una Vp de 2,6 gr./cc y
5000 m/s respectivamente. En contraste, el Anfo cargado por gravedad en el hoyo tiene una
densidad y una velocidad de detonación de 0.82 gr./cc y 3300 m/s respectivamente. Siempre que
no se pueda lograr una perfecta semejanza entre las impedancias de los tipos de rocas duras con las
de los explosivos comerciales, la que más se acerca es la emulsión, y este mejor acercamiento está
generalmente acompañado con una mejor fragmentación.
La teoría de la semejanza de las impedancias no debe tomarse como una regla estricta, ya que la
matemática simple sugiere que aun en rocas ígneas muy fracturadas ( volumenρ = 2,1 gr./cc,
Vp=2500 m/s), la emulsión se asemeja mejor que el Anfo. En estas situaciones, la energía de
levantamiento adicional del Anfo por lo general proporciona mejor funcionamiento en términos de
productividad del cargador del que se obtiene con el uso de la emulsi6n y los costos son menores
con el Anfo.
3.l.4 INDICES DE TRONABILIDAD.
Lilly.
Lilly (1986) desarrolló un índice de tronabilidad basado en una combinación de propiedades físicas
y estructurales de la masa rocosa a ser tronada. Este índice tiene una base similar que el sistema de
clasificación de la roca desarrollado por Bieniawski, Barton y Hansagi, y que se usó con el modelo
Kuz-Ram desarrollado por Cunningham (1983). Estos factores, y su ranking, se muestran en la
tabla 3.1, y debe notarse que el índice está fuertemente inclinado hacia la naturaleza y orientación
de los planos de debilidad de la masa rocosa.
BI = 0. 5 (RMD + JPS + JPO + SGI + H) (25)
donde BI es el índice de tronabilidad y los otros términos se explican en la tabla 3. l.
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Lilly también relacionó su índice a la constante de la roca A, requerido para ingresar al modelo
Kuz-Ram:
A = 0.12 BI (26)
La aplicación del índice de tronabilidad puede esperarse que sea específico para un lugar, pero para
las minas de hierro en Pilbara, Lilly encontró que el índice está en un rango desde 20 para calizas
débiles a 100 para hematitas masivas de alta densidad. En estas aplicaciones, el índice se
correlacionó con un factor de energía para determinar la cantidad y potencia del explosivo que
mejor se adecuaba a los tipos de rocas a ser tronadas. Grandes tronaduras que contenían varios
tipos de rocas y procedimientos de carguío, se adecuaron a las condiciones de roca de cada zona.
La correlación de Lilly con el factor de energía fue de la forma:
Factor de energía = 0.015 BI (27)
donde el factor de energía se expresa en MJ/ton.
Una vez calculados los requerimientos de energía apropiados, se seleccionan las longitudes de
cargas y las potencias de los explosivos para proporcionar la máxima altura de columna de
explosivo sujeta a la restricción de un mínimo de largo de taco y un diámetro de hoyo fijo.
La importancia relativa de los diferentes parámetros para decidir la fragmentación producida por
la tronadura está subrayada en el índice de Lilly. La dureza de la roca, por ej., se usa directamente,
aunque la aplicación es empírica, requiriendo el operador asignar el factor en la escala de l a 10.
Este factor sin embargo, tendría sólo poca influencia en el índice total de tronabilidad, sugiriendo
que la resistencia de la roca no juega un rol importante en determinar la fragmentación. Esto es,
tal vez, debido a las presiones extremas generadas aún por los explosivos de baja potencia. El
Anfo, por ej., genera una presión de hoyo de casi 2 GPa, comparados con la resistencia a la
tensión de la roca que no es más de 30 MPa.
PARÁMETRO VALOR
Descripción de la masa rocosa
Quebradizo/Desmenuzable 10
Se fractura en bloques 20
Totalmente masivo 50
Espaciamiento de los planos de
diaclasas (JPS)
Cercanos (<0.1 m) 10
Intermedio (0.1 a 1m) 20
Amplio (> 1m) 50
Orientación de los Planos de
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
Diaclasas (JPO)
Horizontal 10
Inclinación hacia fuera de la cara 20
Rumbo normal a la cara 30
Inclinación hacia adentro de la cara
del banco
40
Influencia de La gravedad
Específica (SGI)
SGI = 25*SG - 50
(Donde SG está en
ton(m3)
DUREZA (H) 1 - 10
Tabla 3.1. Valores para los parámetros del Indice de tronabilidad (después de Lilly, 1986).
Al asignarle al efecto de los planos de diaclasas horizontales un valor de sólo 10, Lilly reconoce e1
impacto relativamente menor que este tipo de diaclasas tiene en la fragmentación. Por el contrario,
al asignarle un valor de 40 a 50 para las diaclasas muy espaciadas, tipos de rocas masivas y
diaclasas que buzan hacia dentro de la cara, reconocen el impacto significativo que cada uno de
estos factores puede tener en la fragmentación y en el funcionamiento de la tronadura.
Afrouz.
Afrouz et al (1988) define un índice de tronabilidad basado directamente en el sistema de
clasificación de la masa rocosa de Bieniawski, en conjunto con el criterio de falla empírico
desarrollado por Hoek & Brown (1980). El método es poco conocido, y los papers técnicos que
presentan el modelo proporcionan poco soporte de terreno. El método, sin embargo, está más
cercano a la investigación y está muy unido con las teorías desarrolladas por Langefors &
Kihlstrom (1978).
El índice de tronabilidad de Afrouz, se define como:
( ) 3.6/)100(214/)100(14/)100(
4
2
−−−
+−
=
RMRRMR
i
RMR
i eemem
ε (28)
donde m es la constante de la roca intacta de Hoek & Brown (1980) y que varía de 7 a 25 para
especímenes libres de diaclasas, RMR es e1valor dado por la clasificación de la masa rocosa de
Bieniawski y que varía de 20, para rocas débiles, a 100 para rocas con altas resistencias.
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
En su paper, Afrouz (1988) presenta tablas de valores para diferentes tipos de rocas. El índice de
Afrouz es también igual a la relación entre la resistencia a la compresión y la resistencia a la
tensión de manera que Afrouz cree que la resistencia de la roca tiene una mayor influencia en la
fragmentación, junto con la condición de la masa rocosa como la definió Bieniawski. Después de
estimar el índice de tronabilidad, Afrouz desarrolló una relación entre el índice y la carga
especifica o factor de carga q, usando la aproximación de Langefors & Kihlstrom (1978). La
relación desarrollada es:




+





++=
H
B
S
B
q
5.1
1
2.504.1
20.0
εε
(29)
donde B es el burden, S es el espaciamiento y H es la altura del
banco.
Para los cálculos de los parámetros B, S & H, Afrouz usa el método desarrollado por Langefors &
Kihlstrom (l 978) cubierto en más detalle en la sección 4.
3.2 INFLUENCIA EN LA ESTABILIDAD.
La masa rocosa detrás y en la vecindad de cada talud es única en términos de resistencia,
características de las discontinuidades y la condición del agua subterránea. Se ha desarrollado un
número de sistemas de clasificación de la masa rocosa que permite una asignación práctica y
cuantitativa de la condición de la masa rocosa y luego la estabilidad de la masa rocosa aplicada a
varias situaciones. Los sistemas de clasificaci6n Q (Barton, 1974) y CSIR o RMR (Bieniawski,
1974) son probablemente los más conocidos y los más aplicados. Dos de estas clasificaciones
fueron originalmente para la necesidad de asignar estabilidad y cuantificar los requerimientos de
soporte para masa rocosa en operaciones subterráneas. Sin embargo, ellas han sido usadas
exitosamente para describir y cuantificar la masa rocosa en operaciones de superficie.
La evaluación de una masa rocosa en una manera sistemática por medio de un sistema de
clasificación permitirá una primera evaluación adecuada de las probables influencias de la
tronadura en la estabilidad de los taludes adyacentes. No es la intención de este texto atiborrar al
lector con el uso de los sistemas de clasificación o discutir las caídas o problemas con el uso de una
clasificación. El lector interesado y el usuario potencial no familiarizado deben buscar la literatura
clásica tal como la de Hoek & Bray (1981) para una discusión más detallada que general de estos
tópicos.
Una breve discusión que cubre alguna de las propiedades más importantes que afecta a la
estabilidad de una masa rocosa bajo la influencia de la vibración de la tronadura y la sobre presión
se dan más adelante.
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3.2.1 GEOMETRIA DEL TALUD & DISCONTINUIDADES DE LA MASA ROCOSA.
La geometría de un talud relativo a las discontinuidades de la masa rocosa es la consideración más
importante cuando se está tomando en cuenta la estabilidad del talud bajo la influencia de la
vibración de la tronadura. Se puede mostrar fácilmente (por consideración de la resistencia de la
roca y los esfuerzos), que una masa rocosa masiva formará un talud muy alto y pendiente que es
estable aún bajo las condiciones más severas de vibración de tronadura fuera de la zona de
fracturas inducidas por la tronadura. La vibración de la tronadura tiene el potencial de causar
fallamiento de la masa rocosa cuando se toman en cuenta las discontinuidades existentes. Procesos
aislados simples de fallamiento y procesos múltiples complejos de fallamiento son posibles bajo la
influencia de tronaduras que generan vibraciones. La vibración de tronadura, sin embargo, se
considera la mayoría de las veces que resulta en modos de fallamiento simples y localizados
(cuando la orientación y condición de las discontinuidades son favorables para el fallamiento).
La condición, la frecuencia y orientación de las discontinuidades, fijarán si el fallamiento es o no
posible. El modo de fallamiento estará determinado por la orientación (y frecuencia) de las
discontinuidades respecto al talud. Los factores con respecto a las discontinuidades o condiciones
de las diaclasas que influyen en la estabilidad incluyen a la rugosidad de las diaclasas, persistencia,
el relleno de las diaclasas o salbandas, la condición de meteorización, la resistencia de la roca y la
presencia o ausencia de humedad. Los sistemas de clasificación de la masa rocosa permiten una
evaluación cuantitativa de estos parámetros para que la estabilidad de la masa rocosa se pueda
valorar.
El fallamiento circular de la masa rocosa sujeta a la vibración inducida por la tronadura es posible
sólo cuando la masa rocosa tiene diaclasas muy próximas. Un valor numérico llamado Designación
de Calidad de la Roca (RQD) se usa en los sistemas de clasificación de la masa rocosa para
cuantificar el grado de fracturamiento de ella. El RQD normalmente se determina por mediciones
en el testigo de los sondajes. Sin embargo, es posible obtener una estimación confiable de RQD de
la exposición de un talud. Para una falla de tipo circular que resulta de la vibración inducida por
una tronadura, se considera que la masa rocosa debería tener un RQD menor del 40%. La presencia
de agua y de material blando puede contribuir al potencial fallamiento.
Los fallamientos del tipo cuñas y bloques son posibles cuando dos o más diaclasas se interceptan.
Para que este tipo de fallamiento ocurra, el plano de fallamiento debe interceptar el talud de la roca
a un ángulo mayor que el ángulo de fricción del plano de fallamiento. Además el bloque o la cuña
deben tener una discontinuidad “liberada”. El tamaño del fallamiento potencial y de hecho el
potencial del fallamiento dependerá del espaciamiento de las discontinuidades.
Otros formas de fallamiento son los fallamientos planos, los “toppling” y los “ravelling”
(desmoronamiento). La vibración de tronadura se considera que tiene el potencial de inducir
fallamiento de estas formas cuando las condiciones geológicas y de taludes son tales que estas
formas de fallamiento son posibles.
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Es posible calcular la condición a la cual las fuerzas que inducen el fallamiento son iguales a las
fuerzas que lo resisten para la mayoría de las formas de fallamientos. La relación de las fuerzas
resistentes a las fuerzas que inducen el fallamiento se define como el factor de seguridad. Este
valor se usa para comparar la estabilidad de los taludes. Un factor de seguridad mayor que la
unidad indica que el talud está estable bajo las condiciones definidas. Para propósitos de diseños y
dependiendo de la importancia del talud, normalmente se requiere un factor de seguridad mayor
que l.2. La vibración inducida por la tronadura tenderá a bajar el factor de seguridad calculada para
el talud. La cantidad por la cual el factor de seguridad se baja, estará influenciada por el grado de
vibración y las condiciones de la masa rocosa. Lilly propuso (1992) que la aceleración de la
vibración es lo más importante cuando se considera la influencia de la tronadura en el factor de
seguridad del talud, lo que se discute más detalladamente en la sección 6.1.
3.2.2 ESFUERZO Y RES1STENCIA AL CORTE.
La resistencia al corte de la superficie del fallamiento potencial puede ser considerada un
parámetro muy importante respecto a la estabilidad de taludes. Para hacer una evaluación
confiable de la estabilidad es importante seleccionar una resistencia al corte apropiada para la
superficie del fallamiento potencial. La resistencia al corte peak de una discontinuidad planar se
define como:
Φ+=Γ Tanc σ (30)
donde c es la cohesión, Γ es el esfuerzo normal, y Φ es el ángulo de fricción, como se muestra
en la fig. 3.2.
Cuando la resistencia cohesiva se pierde, la resistencia de la discontinuidad tiende hacia la
resistencia residual y el ángulo de fricción se reduce para llegar a ser el ángulo residual de fricción.
Cuando la presión del agua se introduce, e1 esfuerzo normal efectivo se reduce y la resistencia al
corte se convierte en:
( ) Φ−+=Γ Tanuc σ (31)
donde u es la presión del agua.
Si la discontinuidad está inclinada, la relación entre los esfuerzos de corte y normal aplicados se
convierten en:
)( iTanc +Φ+=Γ σ (32)
donde i es la inclinación de la discontinuidad relativa al esfuerzo de corte.
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Se puede demostrar que para que ocurra un corte en una discontinuidad con proyecciones, debe
ocurrir también un desplazamiento normal a la discontinuidad. En otras palabras, se requiere una
dilatación de la superficie de las diaclasas.
La vibración inducida por 1a tronadura ocasionan que la masa rocosa diaclasada se dilate. A
medida que la dilatación ocurre, la resistencia al corte de la superficie de la discontinuidad baja y
podría ser sobrepasada para resultar en un fallamiento. Esto dependerá de la orientación de la
superficie de la diaclasa y de la condición de la discontinuidad (rugosidad, relleno/salbanda y de la
humedad). Cuando las superficies de las diaclasas son rugosas, la velocidad de partícula peak
requerida para inducir fallamiento, deberá ser mayor. Un juicio ingenieril del potencial de
fallamiento por este mecanismo podría ser hecho durante una clasificación detallada de la masa
rocosa. Debe notarse que el modelo presentado arriba está simplificado y no toma en cuenta el
corte de las proyecciones Se considera extremadamente improbable que un mecanismo de
fallamiento relacionado a la dilatación sea aplicable a un gran fallamiento de talud a menos que la
masa rocosa esté muy diaclasada. Sin embargo, cuando la tronadura se efectúa inmediatamente
contra un talud, o la tronadura se usa para exponer un talud final, el efecto de la dilatación puede
afectar todos los bancos, especialmente cuando se usan hoyos de gran diámetro (> 300 mm). Este
mecanismo de falla es probablemente el más aplicable a los bloques en o cerca de 1a superficie
donde los esfuerzos normales son bajos o inexistentes.
La salbanda o relleno blando se presenta comúnmente en la superficie de las diaclasas. Cuando el
relleno de las superficies de las discontinuidades es de un grosor mayor que la magnitud de la
protuberancia más grande, la resistencia al corte de la discontinuidad será controlada por el
material blando. Podría esperarse que la vibración reduce la resistencia de corte peak de la
discontinuidad. Cuando se evalúa la estabilidad de un fallamiento potencial debido a la vibración
inducida por la tronadura, deben tomarse en cuenta las propiedades de la resistencia al corte
residual de la superficie de la discontinuidad.
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3.2.3 RESISTENCIA.
La resistencia de una roca es función de un número de factores que incluyen el origen, mineralogía
y el estado de la meteorización. Rangos típicos de resistencia usados para la clasificación de
resistencia de rocas están dados en la Tabla 3.2.
CLASIFICACION DESCRIPCION UCS
(MPa)
MUY DEBIL Se puede cortar con un
cuchillo
1 - 25
MODERADAMENT
E DEBIL
Un golpe fuerte con un
martillo provoca una
marca profunda
25 – 50
MODERADAMENT
E FUERTE
Marcas poco profundas
con un golpe firme del
martillo
50 – 100
FUERTE La muestra se quiebra
con el golpe firme del
martillo.
100 – 200
MUY FUERTE Se requieren muchos
golpes para quebrar la
roca.
+ 200
TABLA 3.2 Tabla de resistencia de la roca.
La resistencia de la masa rocosa es improbable que influya en la estabilidad de un talud bajo la
carga de la vibración inducida por la tronadura cuando el talud cae fuera de la zona de daño de la
tronadura. Sin embargo, la variación local de la resistencia del material, particularmente de
pequeñas irregularidades y protuberancias en las superficies de las diaclasas, pueden posiblemente
influir en la estabilidad del talud. Cuando están sujetas a vibraciones y movimientos, las
protuberancias débiles tenderán a cortarse, reduciendo por lo tanto la resistencia al corte de la
discontinuidad (tenderá hacia la resistencia residual de la discontinuidad)
3.3 INFLUENCIA DEL IMPACTO AMBIENTAL.
El impacto de la tronadura en el medio ambiente se distribuye a través de la vibración inducida, y
la sobre presión de la explosión al aire. Para una extensión mayor o menor, ambos efectos están
influenciados por las propiedades de la roca aunque estos efectos son muy incontrolables por el
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operador. Probablemente las mayores influencias, y las únicas que se pueden controlar, son el
diseño y la geometría de 1as tronadura.
3.3.1 VIBRACION DEL SUELO.
A medida que una onda sísmica se propaga a través de un medio, su amplitud disminuye como
resultado de la acción combinada de dos factores: propagación geométrica y pérdidas por fricción.
La propagación geométrica no produce pérdida de la energía vibracional sino que describe la
dispersión geométrica de la frente de onda que se expande, la que puede variar de planar (en un
campo muy cercano), a cilíndrica (campo mediano) a esférica (campo lejano) para columnas largas
de explosivos tales como se encuentran en las operaciones de tronaduras en bancos.
Las pérdidas friccionales toman en cuenta la pérdida de la energía vibracional a través de un medio
no elástico. Es una característica de la roca, que también está influenciada por las estructuras.
Rocas de módulos altos, de alta competencia exhiben una baja fricción interna y se puede
aproximar al comportamiento elástico. A medida que el módulo y la competencia decrecen, las
pérdidas friccionales aumentan y ocurre una atenuación más rápida de la energía vibracional.
Se han usado varias ecuaciones para describir la pérdida en la amplitud A de una onda vibracional,
siendo las más comunes:
x
eKA α−
= * (34)
β−
= eKA * (35)
x
exKa αβ−
= * (36)
donde K, α y β son constantes especificas del lugar y x es un término de distancia escalar.
Cada ecuación está restringida en su aplicación por las suposiciones detrás de su deducción. La ec.
34 se aplica en el caso de una onda plana que se propaga a una frecuencia fija. La ec. 35 supone un
comportamiento elástico (sin pérdida friccional). La ec. 36, que incorpora mecanismos de pérdidas
friccionales y geométricos, supone una frecuencia fija de vibración implicando que no existe
ningún pulso ampliado con el aumento de la distancia de la propagación.
Se puede observar fácilmente que la frecuencia de la onda diminuye con el aumento de la distancia
de propagación, siendo la rapidez de disminución fuertemente influenciada por la naturaleza de la
masa rocosa a través de la cual viaja la onda. Por lo tanto, las suposiciones concernientes a la
frecuencia de una onda simple no se pueden considerar válidas. Igualmente, las suposiciones de la
onda planar no son válidas excepto muy próxima al hoyo, de manera que la ecuación más
apropiada para abarcar tanto e1 efecto de la pérdida friccional como el efecto de la dispersión
geométrica es la ec. 36, aunque ésta aún no describe la frecuencia del pulso.
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El modelo más exhaustivo para describir la variación en la amplitud de la vibración y la frecuencia
a medida que la onda de vibración se propaga a través de la roca, es la desarrollada por Kavetsky
et al (1990).
Para una aproximación razonable, las dos influencias de atenuación se pueden modelar por una
curva exponencial similar a la ec. 35, donde el exponente β es el efecto suma tanto de la pérdida
friccional y de la dispersión geométrica. Esta es la ecuación más comúnmente usada, generalmente
expresada en la forma:
α−








=
tW
D
KPPV (37)
donde D es la distancia entre el monitor y la tronadura, Wt es el peso del explosivo por retardo. K
es una constante del lugar, el término tWD / se refiere a la distancia escalar y α también es una
constante que combina las pérdidas friccionales y geométricas.
Debido a que la ecuación de la distancia escalar combina la influencia de la pérdida friccional y la
dispersión geométrica, el exponente variará de acuerdo a las condiciones del lugar y tendrá un
valor que debe ser siempre mayor que l (ya que un valor de α = 1 representa el caso de una
dispersión esférica sin tomar en cuenta la pérdida friccional) y comúnmente en el rango de 1.5 a
1.8. Tipos de rocas masivas y competentes tendrán un valor de α menor que para tipos de rocas
fracturadas, meteorizadas o de baja resistencia.
Una influencia adicional de la condición de la roca en el nivel de vibración inducido en el subsuelo
se puede observar a través del coeficiente K en la ecuación de la distancia escalar. El término K
describe la amplitud inicial del choque o pulso de vibración a alguna distancia muy próxima al
hoyo. Por lo tanto, es dependiente del peso del explosivo por metro de hoyo y de la potencia del
explosivo en el hoyo.
Estudios recientes (McKenzie et al, 1992), sin embargo mostraron que el valor del coeficiente K
puede estar también influenciado por el grado de confinamiento de la carga. El grado de
confinamiento, a su vez, está influenciado por las propiedades de resistencia y estructurales de la
roca que rodea al hoyo. Por lo tanto es bastante probable que en una tronadura de muchos hoyos,
hoyos diferentes producirán diferentes amplitudes de vibración, a pesar de un carguío “idéntico”,
debido a diferentes condiciones de roca, diferentes dimensiones de burden, diferentes grados de
sobre quebradura de los hoyos previos, etc.
3.3.2 SOBRE PRESION DE TRONADURAS DE AIRE.
La sobre presión por tronaduras de aire es una consecuencia inevitable en cualquier tronadura. Aún
en tronaduras muy profundas, donde no hay eyección de taco o estallido de material, genera sobre
presión. Las propiedades de la roca tienen la habilidad de influenciar a la sobre presión a través de
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dos mecanismos separados: uno relacionado con la vibración y otro con el venteo de los gases de
la explosión.
Se ha demostrado (McKenzie, et al, 1990) que la vibración del suelo por sí misma produce sobre
presión. La sobre presión más alta, por lo tanto, se producirá en la cara del banco donde los niveles
de vibración son mayores. Estos niveles de sobre presión se atenuarán a través de los procesos
normales. Los factores de roca que influyen en el nivel de vibración en la cara del banco, influirán,
por lo tanto, en los niveles de sobre presión inducidos de esta forma.
La segunda influencia de las propiedades de la roca es en el venteo de los gases de alta presión de
la explosión. El venteo se promueve en tipos de roca que son altamente diaclasadas, y es
particularmente prominente en tipos de rocas que contienen oquedades o cavidades. En este tipo
de roca, las cargas explosivas deben tener un burden adicional para evitar la sobre presión alta o
proyección de rocas. Alternativamente, a las cargas se le puede incorporar taco de aire, o se pueden
desacoplar en un intento de reducir la presión de hoyo peak, y por lo tanto el venteo.
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4. DISEÑO DE TRONADURAS.
Los factores principales asociados con el diseño de tronaduras en banco se pueden resumir como
sigue:
1. Diámetro del hoyo.
2. Malla de tronadura (burden y espaciamiento).
3. Largos de la pasadura y el taco.
4. Tipo de explosivo y factor de carga.
5. Secuencia de la iniciación y tiempos de retardo.
6. Tipo y tamaño del iniciador.
Típicamente, la tronadura en cualquier lugar, tendrá un requerimiento particular tales como
fragmentación, control del perfil de la pila tronada, control del piso, o control del medio ambiente.
Este control se logra a través de ajustes de uno o más de los factores de diseño nombrados
anteriormente, haciendo el trabajo de optimización del diseño una tarea muy específica del lugar.
Como tal, no deben haber reglas estrictas para la selección de todos los factores mencionados, ya
que el número y el grado de interacción entre los factores son casi infinitos.
Lectores interesados pueden leer a Hemphill (1981) y Afrouz (1988), para buenas revisiones de
varias fórmulas de diseño de tronaduras y a Langefors y Kihlstrom (1978) para una muy buena
aproximación teórica al diseño de tronaduras.
4.1 DIAMETRO DE LOS HOYOS.
En muchos aspectos el diámetro de los hoyos es el factor de diseño más crítico, ya que la mayoría
de los otros factores están tradicionalmente relacionados a esta dimensión. Cuando se selecciona el
diámetro de hoyo los factores principales involucrados en la decisión son:
1. Costo específico de la tronadura ($/m3
de roca tronada).
2. Fragmentación y la relación entre el espaciamiento de los hoyos y de las fracturas.
3. Control de la exactitud de la perforación, y su efecto en la fragmentación, seguridad e
impacto ambiental.
4. Tamaño de la perforadora y la accesibilidad al sitio.
5. Altura del banco y la proporción del hoyo requerido para el taco.
Cuando el espaciamiento de las fracturas no es un factor crítico, el diámetro de hoyo se puede
seleccionar sobre la base de la exactitud, velocidad y costo de perforación. El diámetro de hoyo
óptimo se relaciona frecuentemente a la altura del banco o a la longitud requerida de hoyo, ya que
varias fuentes diferentes de desviación de perforación se relacionan a lo largo del hoyo perforado.
Inherentemente, una perforación exacta se obtiene usando el diámetro de hoyo más grande
operacionalmente y perforando hoyos lo más corto posible consistente con la perforación eficiente.
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Cuando el espaciamiento de fracturas es un factor crítico que influye en el resultado de la
tronadura, el diámetro se elige tan pequeño como sea posible para asegurarse que espaciamiento y
burden intercepten tantos bloques como sea posible. El grado al cual el diámetro se puede reducir
dependerá del largo de hoyo requerido y del costo de perforación. Debe notarse que con diámetros
grandes y mallas pequeñas, se requerirán tacos intermedios para reducir la cantidad de explosivos
por hoyo, lo que es considerado indeseable.
El aumentar el diámetro tiende a reducir el costo total de perforación y tronadura, pero se pierde
algún grado de control sobre la fragmentación, daño e impacto ambiental. Mallas de tronadura
perforadas con diámetros grandes requieren por lo general un factor de carga más alto que mallas
perforadas con diámetros más pequeños para compensar la mala distribución del explosivo a través
de la roca.
Como una guía empírica el diámetro de hoyo deberá estar entre 0.5% y 1% del largo requerido de
hoyo (por ej. , una longitud máxima de hoyo = 100 a 200 veces el diámetro). Hoyos de diámetro
más pequeño que esto (y su correspondiente burden y espaciamiento más pequeño) entregará mejor
fragmentación, menores vibraciones y permitirán el uso de perforadoras más livianas y móviles
pero probablemente aumentarán el costo de perforación.
dhb 150= (38)
150
bh
d =
donde hb es la altura de banco (m) y d es el diámetro de hoyo (m).
4.2 TAMAÑO DE LA MALLA DE TRONADURA.
El espaciamiento y burden de tronadura se debe seleccionar para adecuarlo a la condición local de
la roca y en particular al espaciamiento de fracturas. Esto es particularmente importante cuando el
espaciamiento de fracturas está en el intervalo de 1 a 5 m, cuando es inevitable que algunos
bloques, en los cuales no se perforó ningún hoyo, rodará fuera de la tronadura sin fragmentarse y
provocará dificultades de fragmentación y excavación.
4.2.1 SELECCIÓN DEL BURDEN.
La regla más simple para estimar las dimensiones del burden es la siguiente ecuación:
Burden = K Diámetro
K
d
B
= (39)
____________________________________________________________________________________________________________________

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donde B es el burden (m) y d es el diámetro del hoyo (m) y la constante de proporcionalidad K
varía de 20 a 40.
Usando esta relación, el burden para un hoyo de 102 mm de diámetro puede esperarse que esté en
el rango de 2 a 4 m, dependiendo de otros factores tales como la altura del banco y las condiciones
de la roca.
Análisis recientes de métodos de estimación práctica de las dimensiones del burden se han
realizado por Rustan (1990), quien concluyó que las dimensiones del burden eran diferentes para
operaciones de superficie y subterráneas, con burdens en operaciones subterráneas menores que en
las de superficie. Rustan presentó dos ecuaciones, cada una de las cuales simplemente relaciona el
burden con el diámetro de hoyo.
(superficie)
689.0
1.18 dBopt =
(40)
(subterránea)
630.0
8.11 dBopt =
donde Bopt es el burden óptimo (m) y d es el diámetro de hoyo (m).
Usando la fórmula de Rustan, el burden para un hoyo de 102 mm de diámetro, se espera que sea de
3.7 m de promedio. Rustan también entrega rangos máximos y mínimos para su ecuación,
estableciendo que el burden máximo se espera que sea alrededor de un 50% mayor que el dado por
la ecuación, y el mínimo un 35% menor que el dado por la ecuación de más arriba.
Sin embargo, se han desarrollado relaciones más complejas y que han demostrado ser buenos
estimadores. Tienen la ventaja principal que toman en cuenta distintas densidades y potencia en
peso de los explosivos usados en los hoyos. Langefors & Kihlstrom (1978) presentan una
derivación del burden máximo (Bmax en m) que depende de la densidad de carga ( effρ en kg/m3
), la
potencia en peso del explosivo (ws, como un % relativo al Anfo), la contante de roca Sueca (c,
kg/m3
) y la relación espaciamiento/burden, S/B (como se perfora). La ecuación (41) se deriva de la
de Langefors & Kihlstrom para uso general en banco y en túneles.
)/(
088.0
BSc
ws
dB
eff
max
ρ
=
o alternativamente (41)
)/(
088.0
BSc
ws
d
B effmax
ρ
=
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
Como un ejemplo, en una tronadura en cantera, usando un diámetro de hoyo de 102 mm y Anfo (
effρ = 850 kg/m3
), se puede lograr un burden máximo de 3.6 m en una roca con una constante c =
0.45, y una relación S/B de 1.15 (malla equilátera). El Bmax decrecería a 3.1 m en condiciones
donde la constante de roca se aumente a 0.6 (condiciones de tronadura más difíciles debido
generalmente a las diaclasas). Como guía general el valor apropiado para el factor de roca es el
mismo que para el factor de carga, expresado en kg/m3
. (Sección 3.1.4).
Sin embargo, cuando se usa la ecuación (41), note que el factor de roca sueco tiene las mismas
unidades que el factor de carga. En la práctica el autor ha encontrado que los mejores resultados se
obtienen de esta ecuación cuando el factor de roca tiene el mismo valor que el diseñado o factor de
carga nominal. Esto es equivalente a decir que el factor de roca o tronabilidad se define mejor en
términos del factor de carga requerido para obtener los resultados deseados. La tronabilidad por lo
tanto llega a ser dependiente no sólo de las propiedades de la roca sino que también de los
requerimientos para el levantamiento y la fragmentación.
En la práctica, los burdens operativos reales están frecuentemente alrededor de un 10 a 29% menos
que el valor máximo calculado usando las ecuaciones anteriores, para efectuar un mejor control
sobre la fragmentación y para lograr un adecuado esponjamiento para facilidad de la excavación.
El burden máximo calculado frecuentemente produce una fragmentación demasiado gruesa para el
tamaño particular del chancador y tipo de excavador usados en minas y canteras.
)/(
066.0
BSc
ws
dB
eff
min
ρ
=
o alternativamente (42)
)/(
066.0
BSc
ws
d
B effmin
ρ
=
donde Bmin es el burden mínimo aconsejable (m).
Cuando se reduce el burden sin embargo debe recordarse que hay límites prácticos debajo del cual
el burden no se debe reducir. La dimensión limítrofe es aquella que produce fuerte estallido de la
cara del banco. En la fila frontal de hoyos, esto produce altos niveles de sobre presión de
tronaduras de aire y una alta probabilidad de proyecciones de roca a mucha distancia. En las filas
sucesivas de hoyos, burdens pequeños provocan interacción entre las cargas, produciendo
posiblemente ya sea iniciación por simpatía, cargas insensibilizadas o cortes en columnas de cargas
adyacentes. El burden mínimo aconsejable Bmin es aproximadamente un 25% menor que el máximo
recomendado, como se muestra en la ecuación (42).
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
4.2.2 SELECCIÓN DEL ESPACIAMIENTO.
La selección del espaciamiento de hoyos de tronadura está generalmente relacionada al burden.
Siempre que sea posible, es recomendable que se use una malla trabada, ya que esta proporciona el
rompimiento más efectivo de la roca para un factor de carga fijo. Evidencias teóricas y prácticas
sugieren que la relación óptima S/B para operaciones normales en bancos con mallas trabadas está
en el rango de 1.1 a 1.4 La figura 4.1 presenta esquemáticamente los beneficios de las mallas
trabadas.
El beneficio de las mallas trabadas llega a ser menos obvio en rocas muy diaclasadas o fracturadas.
También se ha sugerido que los beneficios de la malla trabada sobre la cuadrada se pueden perder
si el diámetro de hoyo es demasiado pequeño para permitir una perforación exacta sobre la altura
de banco requerida.
Para operaciones que requiere la formación de grandes “armaduras” de roca, la relación S/B puede
disminuir hasta alrededor de 0.5. este tipo de tronadura efectivamente corta grandes bolones de
roca desde la cara del banco sin efectuar mucha fragmentación dentro de la rebanada. Típicamente,
las tronaduras diseñadas para generar “armadura” de roca consiste en iniciar una fila sola, con
factores de carga reducido hasta 0.25 kg/m3
y con una relación S/B de aproximadamente 0.5.
4.3 ALTURA DE BANCO/LARGO DE HOYO.
El largo de hoyo es, generalmente, levemente mayor que la altura del banco. El largo de los hoyos
tiene un efecto directo en el burden máximo que se puede quebrar con explosivo. Discusiones
acerca de la influencia de la altura del banco o el largo de los hoyos en la fragmentación lo
relacionan principalmente con la “esbeltez” de la roca. La esbeltez de la roca es una medida de
cuan fácil una viga o una placa puede doblarse por una fuerza externa. En la terminología de
ingeniería, la esbeltez es independiente de la carga, y dependiente totalmente de las propiedades
geométricas de la viga – su largo, sección transversal y las propiedades mecánicas. Si se hace una
analogía entre una viga y el burden enfrente de un hoyo solo de tronadura, el burden representa el
grosor de la viga, la altura del banco representa el largo de la viga y el espaciamiento el ancho. Por
lo tanto, la relación del burden/altura del banco define la relación de esbeltez para el hoyo y el
burden.
El papel de doblarse, o flectarse en la fragmentación de la roca en el burden es claramente evidente
en las fotografías de las caras de los bancos durante la tronadura. Una vista típica digitalizada se
muestra en la fig. 4.2, en donde el pandeo de la cara es claramente evidente.
Es importante recalcar que la cantidad de pandeo aumenta de acuerdo a la tercera potencia del
largo de la viga. Luego, si el largo de la viga se aumenta al doble, la deflexión máxima aumenta en
un factor de 8 para la misma carga aplicada. El concepto de la esbeltez explica porqué el
quebrantamiento disminuye a medida que la altura del banco o la longitud del hoyo se acorta, a
menos que el burden también se reduzca. La esbeltez también explica porqué los hoyos cortos son
más adecuados para producir proyección de roca y sobre presión de tronaduras de aire.
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La relación de esbeltez, Sr, para las mallas de tronaduras, se define como:
B
h
S b
r = (43)
donde hb es la altura del banco (m) y B es el burden (m).
Idealmente se recomienda que la relación de esbeltez sea alrededor de 3, según la investigación de
Ash & Smith (1976). Para relaciones menores que 2, la relación diámetro/burden debería disminuir
según los valores calculados por las ecuaciones (40) o (41).
Una aproximación estadística para estimar la longitud práctica máxima del hoyo fue sugerida por
AECI (1984), basado en estudios de desviaciones de los hoyos. Se sugirió que un límite práctico
para la longitud de hoyo es aquel largo más allá del cual la probabilidad de que los hoyos se
traslapen excede el 10%. El artículo también sugiere, como una guía aproximada, que la siguiente
ecuación se puede usar para estimar la exactitud típica de perforación:
rLdW += 2 (44)
donde W es la desviación estándar de la desviación del hoyo (m), L es el largo del hoyo (m), d es
el diámetro del hoyo y r = 0.03 para hoyos verticales y 0.04 para hoyos inclinados.
Asumiendo que la superposición o traslape es probable que ocurra una vez que la desviación
exceda la mitad del burden del hoyo, la ecuación anterior se puede re escribir para una
probabilidad del 10% de traslape:




−= Diámetros
Burden
r
Lmax 2
7.3
1
(45)
donde Lmax es el largo máximo de hoyo que se puede perforar sin exceder el 10% de probabilidad
de traslape en la pata de los hoyos.
Usando estas guías, un hoyo de 104 mm de diámetro con un burden diseñado de 3 m, se puede
perforar un largo vertical máximo de casi 20 m y un largo máximo inclinado de sólo 15 m. Hoyos
más largos se pueden perforar si se mejora la exactitud de perforación, pero para esto es probable
que se requiera un sistema de medición de desviación.
4.4 SELECCIÓN DE LA PASADURA.
La pasadura es necesaria en la mayoría de las operaciones, para proporcionar un grado suficiente
de fragmentación al nivel de piso. El grado de fragmentación logrado en la base de una columna
larga de explosivo es pequeño relativo a la lograda alrededor del centro de la carga.
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___________________________________________________________________________________________________
En relación con lo anterior, los hoyos se deben perforar debajo del nivel del piso del banco. Sin
una pasadura adecuada puede resultar un piso irregular, y se perderá un tiempo valioso y la
productividad de la maquinaria en lograr las condiciones de piso diseñadas.
dKL sdsd = (46)
donde Lsd es el largo de la pasadura (m), d es el diámetro de hoyo (m) y la constante Ksd varía de 8
a 12.
La pasadura efectiva será generalmente menor que la esperada debido al detritus de la perforación
que caen en el hoyo después que la perforación se termine.
Se debe evitar el exceso de pasadura por las siguientes razones:
1. Aumenta los costos de perforación y explosivos.
2. Hace que el empate de hoyos en el banco inferior sea muy difícil y provoca bolonaje en
estos hoyos.
3. Aumenta los niveles de vibración inducida.
La necesidad de grandes cantidades de pasadura se puede reemplazar por el uso de cargas de alta
energía en la base de todos los hoyos. Tal aumento en la carga basal se efectúa usando explosivos
de alta densidad que tienen una presión de detonación alta y altas velocidades de detonación.
Cuando se reduce la pasadura de esta manera, es importante recordar que se requiere que la carga
basal esté completamente acoplada contra el hoyo, de manera que el uso de cartuchos sin taconear
no puede ser efectivo para proporcionar la energía adicional requerida.
4.5 SELECCIÓN DEL TACO.
El taco se añade a los hoyos para proporcionar el confinamiento de la energía de la explosión.
Mientras más tiempo el material del taco permanezca en su lugar mayor es la efectividad de la
energía explosiva y mayor es el grado de fragmentación y desplazamiento logrado por la tronadura.
Ambientalmente, el taco es esencial para minimizar el nivel de sobre presión de la tronadura de
aire y para controlar la generación de proyección de rocas desde la región del collar del hoyo.
Generalmente el largo del taco se relaciona al diámetro de hoyo (y por lo tanto al burden) y
comúnmente es igual al burden. En tipos de rocas donde la sección principal de la roca está
meteorizada o fracturada, los largos se pueden aumentar sin impacto adverso en la fragmentación.
Por el contrario, cuando la sección superior de los hoyos está en roca masiva o con bloques, la
altura del taco se debe minimizar. Un buen control de la eyección del taco y el rifleo se obtiene
generalmente usando la siguiente relación:
dKL stst = (47)
____________________________________________________________________________________________________________________

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donde Lst es el largo de taco (m), d es el diámetro del hoyo (m) y la constante Kst varía de 25 a 30.
El material del taco es crítico en cualquier revisión del funcionamiento del taco. En muchas
operaciones mineras, sólo se usa el detritus de perforación por su conveniencia. Sin embargo, a
menos que el detritus sea muy grueso, es un material muy ineficiente para el taco, requiriendo una
columna significativamente más larga relativa a la que se requiere para un material árido más
grueso, para lograr un control estricto sobre la eyección del taco y de la proyección de rocas.
El material óptimo para el taco es un árido graduado con un tamaño medio aproximadamente igual
a un décimo o un quinceavo del diámetro del hoyo. Luego, un hoyo de 100 mm de diámetro
debería utilizar un árido de 10 a 12 mm. Bajo estas condiciones, el largo del taco frecuentemente se
puede reducir a casi 20 a 25 veces el diámetro del hoyo. La angulosidad es también el
requerimiento principal del material para el taco. Partículas bien redondeadas tales como la grava
aluvial es mucho menos efectiva que el árido chancado.
El largo del taco requerido para contener completamente los productos de la explosión por lo tanto
se puede reducir ya sea al reducir el diámetro del hoyo o al reducir la potencia efectiva del
explosivo. El último efecto se puede lograr por el uso de tacos de aire que reduce
significativamente las presiones peak de hoyo.
Cuando se usan tacos largos, se observa una reducción significativa en la cantidad de proyección.
La reducción en la cantidad de explosivo en los hoyos reduce la energía total disponible para
desplazar la roca quebrada, y la sección del taco sin explosivo del hoyo simplemente se
desplomará durante la tronadura.
El taco tiene también una fuerte influencia en la estabilidad de la cresta formada por la tronadura.
Tacos cortos generalmente producirán crestas más limpias que tacos más largos, ya que la roca
alrededor de la sección del taco está por lo general quebrada por una acción de cráter. Cuando se
requieran crestas en buenas condiciones (por ej. bermas de contención) los largos de tacos se
tendrán que disminuir.
4.6 DISTRIBUCION DEL EXPLOSIVO.
Los términos distribución de explosivo y distribución de energía se usan frecuentemente pero rara
vez se han explicado. Los términos se usan para describir la uniformidad con que el explosivo se
distribuye a través del volumen completo de la roca que se requiere excavar. Está por lo tanto
influenciada por los siguientes factores:
1. Diámetro del hoyo.
2. Densidad del explosivo y potencia en volumen.
3. Largo del taco
4. Burden y espaciamiento.
5. Pasadura.
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De las secciones precedentes, todos estos factores están ínter relacionados y la mayoría están
influenciados, preponderantemente, por la elección original del diámetro de hoyo. Es importante
remarcar que existen métodos para la revisión gráfica de la distribución de energía, como se
muestra en la fig. 4.3. Esta figura compara como se distribuye la energía explosiva a través de la
sección transversal de dos tronaduras con el mismo factor de carga nominal (0.5 kg/m3
) – una
malla diseñada con un diámetro grande (311 mm) y con su correspondiente burden, espaciamiento
y taco grande, y la otra diseñada con diámetros de hoyo pequeños. Aunque el color de los
contornos se han perdido en los cuadros en blanco y negro, la ubicación y tamaño de los contornos
proporcionan una imagen gráfica de la distribución de la energía, con niveles de contorno
decrecientes a medida que aumenta la distancia desde los hoyos.
El método del contorno de energía ilustra porqué los problemas de fragmentación se pueden
anticipar alrededor de las áreas del collar para las mallas de diámetros grandes de hoyos.
Una definición simple de la distribución del explosivo la proporciona la relación de carga, que
describe la distribución vertical de la carga en un banco como la relación entre el largo de la carga
sobre el piso del banco (o sea, largo de la carga – pasadura) y la altura del banco, como se muestra
en la ecuación:
( )
b
sdstb
r
h
LLh
C
−−
= (48)
donde Cr es la relación de carga, hb es la altura del banco (m), Lsd es la pasadura (m) y Lst es el taco.
4.7 INCLINACION DEL HOYO.
El uso de hoyos inclinados en tronaduras en canteras es muy común en Australia e indudablemente
representa la norma más que la excepción. Los hoyos inclinados tienen muchas ventajas sobre los
hoyos verticales, incluyendo:
1. Costos reducidos de perforación y explosivos debido a un tamaño de malla aumentado.
2. Una estabilidad mejorada alrededor de la cresta del banco.
3. Sobre quebradura reducida.
4. Desplazamiento aumentado de la pila tronada, lo que mejora la excavabilidad.
5. Condiciones de pata mejoradas y reducción de la pasadura.
En virtud del grado reducido de la fijación de la carga en hoyos inclinados, los requerimientos de
explosivos y factores de carga se reducen. Langefors & Kihlstrom (1978) reportan que el grado de
fijación se puede reducir desde la unidad para hoyos verticales a 0.85 para hoyos inclinados a 18º.
Tamrock sugiere que la perforación específica (metros perforados por metro cúbico) se puede
reducir en un 15% al inclinar los hoyos en 18% (1:3).
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El uso de hoyos inclinados significa que se puede lograr un burden constante para una fila frontal
(cuando la inclinación del hoyo es igual a la de la cara del banco). Esto puede tener un impacto
muy importante en la fragmentación, condiciones de patas y en la forma de la pila lograda por la
tronadura. La dificultad en seleccionar el ángulo de inclinación de los hoyos está determinada por
la facilidad de estimación del ángulo de la cara del banco existente en cada lugar donde se planee
un hoyo. Sistemas por láser modernos y portátiles de medición de distancias parecidos a
binoculares, se pueden usar para obtener una estimación confiable muy fácil y rápidamente.
Las desventajas asociadas al uso de hoyos inclinados se pueden resumir como sigue:
1. Aumento de los errores de alineación.
2. Aumento de la susceptibilidad a la desviación.
3. Se requiere una supervisión más estrecha durante la perforación.
4. Aumento del desgaste de las barras de perforación.
Algunas operaciones también reportan una mayor tendencia a que los hoyos se tapen cuando son
inclinados, y en general el grado de dificultad aumenta con el grado de inclinación. Sin embargo, la
mayoría de las operaciones reportan que los beneficios de usar hoyos inclinados tienen mayor peso
que las desventajas.
4.8 PRIMADO DE LOS HOYOS.
El tamaño y el tipo de iniciador usado para iniciar una columna explosiva pueden tener una
influencia importante en los resultados de la tronadura. El trabajo del iniciador es proporcionar la
energía inicial a la cual la reacción de la detonación comienza dentro del explosivo y se sostiene a
sí misma.
Si existe alguna duda concerniente a la efectividad de la práctica de primado, la medición del VOD
en el hoyo se puede realizar fácilmente para determinar tanto la velocidad de régimen de
detonación y el largo de la zona medida.
4.8.1. POSICIÓN DEL INICIADOR.
Se ha notado en muchos experimentos y monitoreos que frecuentemente hay un tiempo finito para
la reacción de la detonación dentro del explosivo para alcanzar la velocidad de régimen. Durante
este tiempo, el VOD del explosivo está aumentando continuamente, a medida que más y más
explosivo contribuye a la reacción. Experimentalmente se ha encontrado que este largo en una
columna de explosivo puede ser de 3 a 5 veces el diámetro del hoyo a cada lado del iniciador.
Cuando el VOD es menor que la velocidad de régimen, la energía disponible para la fragmentación
se reduce. Una ecuación comúnmente usada para expresar el grado de reducción de energía es:
2






=
SS
s
VOD
VOD
E (49)
____________________________________________________________________________________________________________________

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donde VOD es la velocidad real de detonación, VODss es la velocidad de régimen de detonación y
Es es la fracción de la energía de choque máxima disponible producida en la detonación.
La región alrededor del iniciador puede por lo tanto recibir menos energía de choque que
cualquiera otra a lo largo de la columna explosiva. Por esta razón y porque el grado más grande
inherente de fijación es en la base del hoyo, se recomienda que el iniciador no se coloque en la
base del hoyo, pero sí alrededor del nivel del piso teórico del banco de manera que la
fragmentación en la base de la carga sea suficiente para promover una excavación fácil.
El colocar el iniciador en el centro de la carga hace sentido en muchos aspectos por el hecho de
que asegura que la detonación en estado de régimen se logra en la base de la columna,
proporcionando la máxima fragmentación en la región del piso.
4.8.2. TAMAÑO DEL INICIADOR.
La iniciación eficiente requiere que la presión efectiva de detonación del iniciador exceda la
presión de detonación de régimen de la columna explosiva. En este contexto, la presión de
detonación efectiva, *
dP , se considera como la presión de detonación desacoplada del iniciador, y
por lo tanto está fuertemente influenciada por la relación entre el diámetro del iniciador y el del
hoyo, o sea,
2
2
2
2*
__ iniciadoriniciador
hoyo
iniciador
iniciadoriniciadorcd
VOD
d
d
VODfP
ρ
ρ
=
=
(50)
donde fc es la relación de desacoplamiento, iniciadorρ es la densidad del iniciador (kg/m3
), y dhoyo y
diniciador son los diámetros del hoyo y del iniciador, respectivamente.
Luego, se prefieren los iniciadores de diámetros grandes. Idealmente, el diámetro del iniciador
debe ser similar al del hoyo, explicándose porqué se necesitan iniciadores más grandes en hoyos
con diámetros más grandes.
Cuando el tamaño del iniciador es muy pequeño, la presión efectiva de detonación para el iniciador
puede ser menor que la de la detonación en estado de régimen de la columna explosiva. Esto puede
resultar en la formación de una zona donde el VOD de la columna explosiva aumenta a su valor de
estado de régimen en un largo considerable de la columna. Una iniciación subestimada puede
resultar en una falla de la columna en mantener la detonación de régimen y la reacción se puede
detener antes que la columna se haya consumido.
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Una vez iniciada, la columna explosiva detonará de una manera muy controlada y estable sin la
necesidad de iniciadores adicionales, a menos que el diámetro de los hoyos se aproxime al
diámetro crítico del explosivo que se está usando, o si hay contaminantes (o sea, agua, detritus o
material inerte entre la carga explosiva) que probablemente puede detener la reacción de
detonación. El efecto de los contaminantes en la reacción de la detonación se sentirá más
fuertemente cuando la presión de detonación efectiva del iniciador sea igual o menor que la presión
de detonación de régimen del explosivo en la columna. Los iniciadores grandes son por lo tanto un
seguro efectivo contra la influencia de insensibilización tales como el agua, barro, detritus, etc.
4.8.3. CANTIDAD DE INICIADORES.
La iniciación múltiple generalmente se requiere sólo como un salvavidas contra el corte de los
hoyos (el iniciador de más arriba asegura la detonación de la sección superior de la carga y el
iniciador del fondo asegura la iniciación de la sección inferior de la carga).
Sin embargo, la iniciación múltiple se usa también frecuentemente como un seguro contra una falla
en el sistema de iniciación, en cuyo caso un segundo, frecuentemente menor iniciador, puede ser
ubicado en la parte superior de la columna explosiva. Se recomienda que cuando se practique la
iniciación múltiple, se deben utilizar retardos diferentes para el iniciador principal y secundario.
Esto es para asegurar que en la mayoría de las ocasiones la columna sea iniciada desde el iniciador
principal (o sea, al nivel del piso del banco).
4.9. SISTEMA DE INICIACION.
El sistema de iniciación es el método usado para iniciar al iniciador, el que a su vez inicia la
columna explosiva. El sistema de iniciación debe adecuarse al explosivo y al iniciador utilizado.
Prácticas antiguas en grandes minas a rajo abierto giran alrededor del uso del sistema del cordón
detonante, usando cordón detonante con potencia de explosivos que iban de 0.5 gr./m a 10 gr./m.
Aunque aún se usan comúnmente, estos sistemas se consideran perjudicial, ineficiente y
generalmente anticuado. Tienen la ventaja principal relativo a otro sistema no eléctrico de ser bi
direccional, o sea la iniciación se propaga igualmente en cualquiera dirección.
4.9.1. SISTEMAS NO ELECTRICOS.
Los sistemas de cordón detonante consisten de un explosivo principal distribuido como un núcleo
continuo dentro de un cordón envuelto apretadamente. El polvo explosivo detona a una velocidad
cercana a 7.400 m/s, y la reacción es extremadamente violenta. Esta violencia puede,
significativamente, interrumpir el explosivo que rodea al cordón, al punto que la columna de
explosivo puede ser completamente insensibilizada e incapaz de ser detonada.
Aunque esto es raro, un resultado común es la insensibilización la porción de explosivo
inmediatamente alrededor del cordón, de manera que la energía del explosivo se reduce. El grado
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de reducción depende del diámetro del hoyo, de la potencia del cordón usado, y de la sensibilidad y
densidad del explosivo.
Además, el cordón detonante reduce la efectividad del material del taco, en la misma forma que
afecta al explosivo, especialmente cuando se usa el detritus de la perforación como material de
taco. El choque del cordón detonante comprime al material del taco alrededor del cordón,
reduciendo el grado de compactación en el hoyo. Cuando está sujeto a altas presiones de los gases
de explosión, el taco es eyectado más fácilmente, la energía de levantamiento se disipa más
rápidamente y la sobre presión de la tronadura de aire aumenta marcadamente.
El cordón detonante puede ser invariablemente reemplazado por los sistemas de tubos de choque.
Estos sistemas tiene como característica una onda de choque de baja velocidad (aproximadamente
2000 m/s) que se propaga a través de un tubo al detonador. La reacción no es violenta, y
relativamente silenciosa, no causando interrupción ni al explosivo ni al taco.
Una ventaja adicional de este sistema relativo al del cordón detonante, es que permite el uso de
retardos dentro del hoyo. Esta es una característica importante de la seguridad en la tronadura, ya
que permite que los hoyos se inicien antes de que la detonación comience, eliminando virtualmente
la ocurrencia de corte de tubos. También aumenta la flexibilidad de diseño, permitiendo una
amplia elección de intervalos de retardo para lograr resultados específicos de tronadura.
Cuando se usa el sistema de tubos de choque con múltiples iniciadores, se recomienda que el
iniciador de la parte más superior utilice un retardo más largo, para asegurar que la detonación
ocurra al fondo del hoyo mas que en la parte superior. Por lo general, por ejemplo, el iniciador de
más abajo tendrá un retardo de 175 ms y el superior uno de 200 ms.
La principal desventaja del sistema de tubos de choque comúnmente disponible fuera de EEUU es
que son uni direccionales, o sea, la señal de iniciación viene sólo en una dirección. Con estos
sistemas, hay un mayor riesgo de corte al elevarse el suelo o por las esquirlas de los detonadores
de superficie comparado con los sistemas de dos vías tales como los sistemas de iniciación
eléctrica. Una segunda desventaja, común a todos los sistemas de iniciación no eléctricos, es que el
amarre no se puede chequear en forma rápida y segura. El único método disponible para asegurarse
contra el amarre incorrecto es por lo tanto un chequeo visual – un método que consume mucho
tiempo para las tronaduras grandes.
4.9.2. SISTEMAS ELECTRICOS.
Los sistemas modernos de iniciación eléctrica vencen todas las desventajas de los sistemas de
iniciación no eléctricos -–todas las unidades se inician simultáneamente y el amarre correcto se
puede confirmar al medir la resistividad antes de la iniciación. Sin embargo, la principal desventaja
del sistema eléctrico es su susceptibilidad a la iniciación por rayos o corrientes eléctricas inducidas
(o sea, relámpagos, transmisiones de radio). El disparo de grandes tronaduras con detonadores
eléctricos puede, sin embargo, requerir varios sistemas de generación de potencia.
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Tal vez la principal razón para decidir los métodos relativos de los sistemas de iniciación eléctricos
versus los no eléctricos, es lo relativo a la exactitud y la dispersión de las cápsulas. Se ha
establecido (Bryan et al, 1990), que la iniciación confiable y la absoluta intolerancia hacia los tiros
fallidos deben ser la principal consideración en el uso de cualquier sistema de iniciación. Bryan et
al establece que los sistemas modernos de iniciación eléctrica disponibles en EEUU pero no en
muchos otros países, sobrepasan a los iniciadores no eléctricos en términos de exactitud y
confiabilidad. Estos factores no se pueden aplicar en lugares donde la exactitud de los sistemas
eléctricos disponibles es menor que la de los no eléctricos. La exactitud del retardo y su
implicancia en el resultado de la tronadura se discuten en mayor detalle en la sección 5.4.
4.10. SECUENCIA DE INICIACION.
La secuencia de iniciación determina el orden en cual los hoyos cargados se detonan en una malla
de tronadura. Comúnmente los términos usados para describir la secuencia de iniciación incluyen a
V0, V1, Paralelo, Trabado, descritos en la figura 4.4, donde las líneas que unen los hoyos indican
el tiempo de la detonación del hoyo.
Los factores que influyen en la selección de la secuencia de iniciación incluye el número de caras
libres, dirección preferencial de desplazamiento de la roca quebrada, la orientación de los
conjuntos de diaclasas principales y la ubicación de las estructuras sensibles a medio ambiente. En
general, la dirección del movimiento de la pila es normal a las líneas de tiempo mostradas en la
figura 4.4.
Cuando existen 2 caras libres, la iniciación de la tronadura comienza generalmente en la esquina
libre, proporcionando un confinamiento mínimo de las cargas explosivas. El movimiento del
burden en este caso tenderá a ser en un ángulo que bisecta el ángulo entre las 2 caras libres.
Cuando existe sólo una cara libre, la iniciación comúnmente comienza en el centro de la primera
fila de hoyos, y progresa a velocidades iguales alejándose del centro hacia los dos extremos de la
malla. Este tipo de iniciación produce comúnmente una pila que tiene una altura máxima en la
mitad a lo largo de la malla, con menor altura en los extremos aunque este efecto puede no ser
pronunciado para mallas de hoyos largos.
Cuando existe un diaclasado pronunciado, la secuencia de iniciación se alterará para proporcionar
una mejor fragmentación o un mejor control del sobre quiebre. Comúnmente, las líneas de
iniciación serán paralelas al rumbo del conjunto de diaclasas prominente o de los planos de
estratificación, proporcionando un buen control de la fragmentación y del sobre quiebre y de la
condición final de la pared.
Mientras el control de la vibración esté poco influenciada por la secuencia de iniciación (más por
el tiempo de iniciación), el control de la sobre presión puede estar fuertemente afectado por la
secuencia de iniciación. En general, los niveles de sobre presión serán considerablemente altos (al
menos 3 dBL) en la dirección del movimiento del burden, comparado con los niveles en la
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dirección opuesta. Considerables beneficios en términos de impacto ambiental en las residencias
cercanas pueden resultar si la secuencia de iniciación se altera para dirigir el movimiento lejos de
las residencias. Esto puede sin embargo provocar conflicto con los requerimientos para el control
de la fragmentación y el obtener bancos con caras suaves y regulares.
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4.11. SELECCIÓN DEL RETARDO.
La selección del intervalo de retardo es una de las tareas más difíciles en el diseño de tronadura. El
retardo tiene la habilidad de influenciar casi cada aspecto de la tronadura, incluyendo la
fragmentación, estabilidad, excavabilidad, impacto ambiental y sobre quiebre.
La detonación de hoyos individuales o grupos de hoyos se retardan de otros hoyos por las
siguientes razones:
1. Para mejorar la fragmentación de la pila.
2. Para proporcionar mayor control sobre el desplazamiento de la pila.
3. Para reducir el grado de sobre quiebre y daño.
4. Para reducir los niveles de vibración del suelo y la sobre presión.
La introducción de los elementos de retardo compromete el liberar toda la energía del explosivo en
un período largo de tiempo. Antes de asignar un retardo en particular es necesario primero
entender la dinámica de los diferentes efectos que el retardo está tratando de controlar.
Se ha reportado varias veces que el retardo óptimo se relaciona al burden de los hoyos. Valores
mostrados en la literatura varían de 3 a 15 ms/m de burden, con algunas referencias a valores tan
altos como 26 ms/m. Por la variabilidad de estos datos, la regla general no debe tomarse en cuenta.
El intervalo óptimo lo decidirá el tipo de roca y los requerimientos del operador.
4.11.1. CONTROL DE LA FRAGMENTACION.
Los retardos ayudan a la fragmentación al introducir una acción de corte entre los hoyos
adyacentes. Si una fila de hoyos se inicia simultáneamente, las grietas que crecen entre los hoyos
se favorecen, con poco crecimiento delante de los hoyos hacia la cara libre. Bajo estas
circunstancias, el burden tenderá a moverse como una hoja de roca, con poca fragmentación en el
burden.
Al retardar la detonación de un hoyo adyacente, un hoyo debe cortar un segmento de roca lejos de
la masa principal de roca, proporcionando una fragmentación mejorada. Desarrollando más este
argumento, el intervalo óptimo se relaciona con la velocidad del movimiento de la masa rocosa. Si
la masa rocosa se mueve muy lentamente, se requerirá un intervalo de retardo más largo para
efectuar el efecto de corte. Intervalos de retardos mayores que el tiempo necesario para una
separación efectiva de un hoyo de la masa principal de roca, no ayudarán a la fragmentación.
En la práctica, la velocidad del movimiento de la roca depende fuertemente del módulo de la roca
y del grado de diaclasamiento. Tipos de rocas muy duras, masivas, se moverán con una velocidad
más alta que una masa rocosa débil, altamente fracturada. Las mallas de tronadura con burden
pequeño también tendrán altas velocidades de burden en relación con mallas con burdens más
grandes. La masa rocosa y la malla, por lo tanto, determinan el intervalo óptimo para la
fragmentación.
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El control de la fragmentación requiere que los hoyos detonen en una secuencia controlada. La
selección de los retardos por lo tanto está influenciada por el sistema de iniciación usado. Por ej., el
uso de un retardo de superficie de 17 ms en combinación con uno dentro del hoyo de 1000 ms no
es aconsejable, puesto que la dispersión de la unidad dentro del hoyo probablemente excederá el
intervalo del retardo de superficie, lo que resultará que el hoyo detone fuera de secuencia.
4.11.2. CONTROL DEL PERFIL DE LA PILA.
La velocidad del movimiento de la roca de la roca quebrada desde la cara del banco depende del
grado de interacción con los hoyos adyacentes. Si los hoyos adyacentes se disparan
simultáneamente y están lo suficientemente juntos uno de otro, la roca se moverá a mayor
velocidad que un hoyo sólo. El disminuir el retardo entre hoyos (intervalo de retardo entre los
hoyos de una misma fila) tenderá a producir un aumento general en el desplazamiento. El hacer
tronaduras en túneles con retardos de milisegundos, por ej. , producirá un mayor desplazamiento de
la pila que con retardos de períodos largos.
Siempre se ha observado que la roca hacia la parte posterior de la malla se moverá más lentamente
que la roca de la cara. Esto produce un alto grado de confinamiento en la parte posterior de la
tronadura que en el frente. Esto es causado por la acción de arrastre en la base de los hoyos, lo que
se puede reducir colocando cargas de fondo de alta densidad en todos los hoyos. A medida que los
intervalos entre filas aumentan, el grado de confinamiento en la parte posterior de la tronadura
disminuirá. Los principales efectos de esto serán producir una mayor potencia en la parte posterior
y producir más desplazamiento de la pila total.
Se puede usar la fotografía de alta velocidad o la grabación en videos, y su subsecuente
digitalización en el computador, para cuantificar la velocidad de movimiento del burden y para
indicar los retardos apropiados entre filas.
4.11.3. SOBRE QUIEBRE Y CONTROL DE DAÑO.
El sobre quiebre y el daño frecuentemente se incrementan con intervalos de retardo muy cortos.
Los intervalos de retardos cortos pueden aumentar el daño ya sea por vibración o por sobre
confinamiento como se discutió más arriba.
Si la última fila de hoyos (contra el nuevo banco) llega a estar demasiado confinada, el movimiento
principal de la roca se lleva a cabo al expandirse los gases de explosión en la dirección vertical.
Puesto que la expansión comienza en la base del hoyo, se tiende a formar un efecto muy grande de
craterización, causando un fracturamiento extenso en la nueva cara del banco. Esto se manifiesta
como un levantamiento en la superficie, y puede ser aparente a distancias hasta de una altura de
banco detrás de la última fila de hoyos.
El mecanismo principal del daño por sobre quiebre es por lo tanto la expansión de los gases. La
influencia de gases de alta presión se puede minimizar al disminuir el grado de confinamiento de la
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última fila de hoyos. Intervalos largos de retardo entre las dos últimas filas se usan frecuentemente
para minimizar este efecto.
La aplicación de perforación inclinada también se considera beneficioso para el control de la pared,
con ángulos de 15º a 25º que han dado buen resultado en términos de control del sobre quiebre. La
perforación inclinada sin embargo debe hacerse con el completo conocimiento de la geología
estructural del lugar, ya que el ángulo de muchas caras de bancos está controlado por diaclasas o
estratificación prominente.
Un mecanismo que se considera secundario respecto al efecto del gas es el efecto del aumento de
la vibración. La vibración se puede considerar como un esfuerzo dinámico y a medida que el nivel
de esfuerzo aumenta, también lo hace el grado y extensión del quebrantamiento. El retardo debe
ajustarse para asegurar que el aumento de la vibración de más de un hoyo no produzca niveles de
vibración mayores que el nivel máximo de un hoyo solo. Para efectuar esto, el intervalo de retardo
debe relacionarse a la duración del pulso de vibración dinámica a una distancia de 1 a 2
dimensiones de burden desde el hoyo. Esto variará desde alrededor de 10 ms para una roca de
resistencia alta y alto módulo, hasta tal vez 50 ms para tipos de rocas débiles, más plásticas tales
como la arenisca, roca sedimentaria y calizas meteorizadas.
Es importante considerar que la vibración relacionada al daño en la cara de los bancos, está
controlada por la concentración lineal de carga en los hoyos. Esto a su vez, está controlado por la
elección del diámetro del hoyo. Diámetros grandes de hoyos con explosivos totalmente acoplados,
aún cuando la longitud de carga está restringida, produce grandes envolventes de daño. La figura
4.5 presenta perfiles de daño alrededor de las cargas de varios diámetros y largos, mostrando que la
influencia dominante es el diámetro de carga. Se puede lograr un sobre quiebre reducido si se
reduce el diámetro de hoyo.
No hay indicación que el reducir el factor de carga reducirá el daño, y al contrario, hay
indicaciones que el daño se puede aumentar reduciendo el factor de carga a un punto donde las
cargas se sobre confinan. Altos factores de carga promueven movimientos de burdens que reducen
el confinamiento y la craterización de las cargas. Una combinación de un factor de carga
ligeramente aumentado y una concentración lineal de carga reducida (diámetro de hoyo reducido)
es muy exitoso en lograr caras suaves y un sobre quiebre mínimo.
4.11.4. CONTROL DE LA VIBRACION Y DE LA SOBREPRESION.
El control de la vibración requiere el uso de retardos para asegurar que las vibraciones(del suelo y
aéreas) de un hoyo se han disipado largamente antes de que detone otro hoyo. De esta forma, los
efectos de los hoyos individuales son independientes y no puede haber un reforzamiento de los
niveles de vibración.
El período de la persistencia de la vibración de un hoyo simple está también controlado por la
masa rocosa. A medida que el módulo de la roca aumenta, el período de la persistencia disminuye.
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Tipos de rocas muy competentes, quebradizas, por lo tanto requieren intervalos de retardos más
cortos que las rocas blandas y altamente fracturadas.
El período de la persistencia de la vibración también está fuertemente influenciada por la distancia
desde la tronadura al punto en que se controla la vibración. El período de la persistencia aumenta
con el aumento de la distancia desde la tronadura. El intervalo de retardo óptimo se determina
fácilmente por monitoreo. Los métodos para determinar el intervalo de retardo óptimo para lograr
el control de la vibración se cubrirán detalladamente en la sección 7.2.
4.12. SELECCIÓN DEL TIPO DE EXPLOSIVO.
La selección del tipo de explosivo se basa generalmente en la economía y la confiabilidad del
abastecimiento. Sin embargo, existen factores técnicos que se pueden aplicar para determinar el
explosivo más efectivo para un tipo de roca en particular y el requerimiento de tronadura. Estos
factores que influyen en la selección del explosivo incluyen:
1. La presencia de agua subterránea (activa o pasiva).
2. El diámetro del hoyo.
3. Las propiedades in situ de la roca y la condición de la roca.
4. Los requerimientos de tronadura (fragmentación o perfil de la pila).
Cuando los hoyos están secos, el ANFO es el explosivo más barato y más efectivo. Cuando los
costos de perforación y explosivos lo permiten, puede ser un costo más efectivo aún en hoyos
secos, usar explosivos basados en emulsiones (Anfo pesado).
El agua puede estar presente en los hoyos ya sea en una forma activa (agua continua que fluye al
hoyo a través de las fisuras), o en forma pasiva (después de secado, el hoyo permanece seco).
Cuando los hoyos contienen agua pasiva, el secado se puede realizar muy económicamente para
permitir el uso del ANFO, principalmente si la tronadura no se requiere dejarla cargada muchos
días. Cuando los hoyos contienen agua activa, es necesario el uso de explosivos resistentes al agua
(emulsión o acuageles). En estos casos el explosivo a granel debe bombearse desde la base del
hoyo, desplazando el agua y sellando el hoyo contra el ingreso adicional de agua.
El diámetro de hoyo es importante cuando se utilice algún tipo de emulsión y acuagel. El diámetro
del hoyo debe exceder el diámetro crítico del explosivo. Comúnmente, la emulsión y acuagel a
granel no se pueden usar en hoyos menores que 76 mm de diámetro y las formulaciones de ANFO
pesado raramente se usan en hoyos menores que 125 mm de diámetro.
La condición de la roca influye en la selección del explosivo principalmente por la influencia de la
distribución de tamaño del bloque in situ, y el grado de quebrantamiento requerido del explosivo.
Tipos de rocas de alta resistencia, masivas y con bloques tendrán incuestionablemente mejor
fragmentación cuando se usen explosivos de alta potencia.
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Langefors & Kihlstrom (1978) establecieron la importancia en la tronadura en banco, del uso de
una carga de alta potencia en la base del hoyo para obtener una fragmentación adecuada y un
movimiento en la parte inferior de los hoyos. Esto reconoce la importancia de lograr buena
condición de piso en la operación total de tronadura y excavación. Las cargas de fondo de alta
potencia requieren un aumento en la concentración de carga (Kg de explosivo /m de hoyo). Este
requerimiento se traduce en el uso de ya sea emulsión o iniciadores de pentolita en el fondo de los
hoyos. La concentración de carga bγ y la longitud hb de a carga de fondo se determina de:
2
* Burdencb =γ (52)
donde c es la constante sueca de la roca.
hb = 1.3Burden (53)
La concentración del explosivo en la carga de columna se puede reducir significativamente en su
potencia debido a un menor grado de fijación de la carga. La concentración de la carga de columna
mγ se calcula por:
2
4.0 cBurdenm =γ (54)
En términos prácticos, la carga de fondo es frecuentemente una emulsión de densidad alrededor de
1,2 gr./cc y la carga de columna es Anfo. Una carga de columna de menor potencia es difícil de
obtener y es más cara que el Anfo.
Debe recordarse que el uso de explosivos de alta potencia en mallas amplias de tronadura
inevitablemente resultará en una pérdida de fragmentación, excepto en masas de roca con muchas
estructuras. Los diseñadores de tronadura están ávidos de investigar la influencia de esta expansión
de mallas usando modelos de fragmentación tales como el de Kuz Ram (Cunningham, 1983,
sección 4.14), u otro modelo (por ej. Breaker, Sabrex, Blaspa).
4.13. LEYES DE ESCALAMIENTO.
Frecuentemente se requieren cambios de malla de tronadura para acomodar un cambio en el tipo de
explosivo (por ej. Anfo a emulsión o acuagel) o en el diámetro de hoyo. Estos cambios
inevitablemente requerirán una modificación de la geometría de los hoyos, requiriendo que el
ingeniero diseñador cambie de escala los parámetros de diseño.
En general, a medida que los parámetros geométricos de burden, espaciamiento y diámetro de hoyo
se aumentan, el proceso de quebrantamiento de la roca por el explosivo se hace más y más
ineficiente, de manera que no es posible aumentar simplemente el burden y espaciamiento de
acuerdo al aumento de la energía teórica.
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La mayoría de las mallas de tronadura se modifican de acuerdo a la relación de las energías efectivas
relativas en volumen (RBEE) y al cuadrado de los diámetros de los hoyos (d). El término de
escalamiento Ks, se define como:
2
0
1
0
1






=
d
d
RBEE
RBEE
Ks (54)
Donde el suscrito 1 y 0 se refiere a las condiciones nueva e inicial, respectivamente. Del
conocimiento del factor de escalamiento Ks, el nuevo burden B1 y el espaciamiento S1 se puede
calcular de la ecuación:
( )0011 SBKSB n
s= (55)
Donde n es una constante que varía desde 0.6 a 1.0, dependiendo del comportamiento en terreno del
explosivo y de la naturaleza de la masa rocosa.
Una expansión completa de la malla ocurre cuando n = 1. Los usuarios deben iterar hacia la nueva
malla comenzando con un valor de n alrededor de 0.6 a 0.7. Si el valor de n excede la unidad, la
explicación más probable es que la malla anterior al cambio no se optimizó.
Del nuevo valor de B1*S1 y manteniendo una malla trabada de similar forma al diseño original (o
sea S1 = 1.1 a 1.4*B1), se especifican las dimensiones de la nueva malla.
Los únicos otros factores geométricos que requieren escalamiento como resultado de cambiar el
diámetro de hoyo o el tipo de explosivo son el taco y la pasadura. La pasadura se debe aumentar en
proporción simple al aumento de la dimensión del burden. El taco, sin embargo, es más complejo
debido al aumento en la presión de hoyo asociada con el cambio de Anfo a emulsión o acuagel. La
longitud del taco, St, debe escalarse de acuerdo a la ecuación:
0
3/1
1 StKSt s= (56)
Las ecuaciones de escalamiento mostradas arriba, se pueden aplicar sólo cuando las condiciones
iniciales de operación ya han establecido valores óptimos para el burden, espaciamiento y taco para
un tipo de explosivo o diámetro de hoyo. Las ecuaciones de escalamiento no se deben aplicar en
lugar con mallas de tronadura y condiciones de otro lugar remoto.
De experiencias en canteras y minas en Australia, se ha observado que se puede lograr expansiones
totales de mallas en roca dura usando emulsiones. Típicamente, en canteras, un cambio de Anfo a
emulsión con una energía en volumen relativa efectiva de 140% se ha asociado con un aumento del
tamaño de la malla (B*S) de 36% correspondiendo a un 90% de los casos. Se han logrado
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expansiones aún más grandes con el uso de acuageles donde el tamaño del diseño se ha aumentado
hasta un 70%. En comparación la formulación de acuagel ha producido velocidades de movimiento
del burden significantemente más altas (aproximadamente un 50%) que la formulación de emulsión
y la VOD en el hoyo hasta un 10% más alta. Estos valores, sin embargo, son muy dependientes de la
formulación, pero indican que los explosivos acuageles pueden ser, al menos, iguales a las
emulsiones en términos de funcionamiento y efectividad en el costo.
4.14. MODELO DE FRAGMENTACION KUZ-RAM.
El modelo Kuz-Ram presentado en esta sección es el realizado por Cunningham (1983) y se ha
usado extensivamente alrededor del mundo. Este modelo se usa en el Sabrex de ICI entre otros
módulos. Se basó en publicaciones rusas antiguas que desarrollaron una relación simple entre los
parámetros de tronadura y el tamaño medio de fragmentación. Este trabajo ruso ganó considerable
credibilidad del mundo occidental después que se encontró que concordaba muy estrechamente
con modelos de fragmentación basados en la teoría de crecimiento de grietas.
El nombre de Kuz-Ram es una abreviación de los dos principales contribuyentes a las ecuaciones
que forman la base del modelo: Kuznetsov y Rosin-Rammler.
4.14.1. LA ECUACION DE ROSIN RAMMLER.
La curva de Rosin-Rammler ha sido generalmente reconocida tanto en minería como en
procesamiento de minerales que entrega una buena descripción de la distribución de tamaño de las
rocas tronadas y trituradas. La curva se define como:
n
cx
x
eR








−
=
(57)
Donde R es la proporción de material retenido en un tamiz de abertura x, y xc, es el tamaño
característico y n es el índice de uniformidad descrito en la pendiente general de la curva.
La ecuación de Rosin-Rammler se puede hacer lineal para facilidad de la estimación de ajuste y de
parámetros:
)()(
1
cxnLnxnLn
R
LnLn −=





(58)
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
Luego, si el logaritmo natural doble del inverso de la proporción de material retenido en un tamiz de
tamaño x se plotea contra el logaritmo natural del tamaño, la curva resultante debe ser lineal, con
una pendiente igual al índice de uniformidad n y con una intersección igual a –nLn(xc).
La importancia de los parámetros de Rosin-Rammler (xc y n) se puede describir con referencia a 3
curvas hipotéticas de distribución de tamaño, mostradas en la fig. 4.6. Con referencias a las curvas A
y B de la fig. 4.6, se puede ver que el aumento del valor del tamaño crítico xc, hace a la distribución
de tamaño más gruesa, pero la curva permanece esencialmente paralela (si se plotea en un papel
Rosin-Rammler, las líneas que representan estas distribuciones deben tener la misma gradiente).
Variando los valores de xc, por lo tanto, simplemente hace a la distribución de material más gruesa o
más fina. Un aumento general en la energía del explosivo (o factor de carga) al reducir el
espaciamiento se debe esperar mover la curva de distribución de tamaño en esta forma para producir
una pila más fina a través del rango completo de tamaño.
Con referencia a las curvas A y C de la fig. 4.6, se puede ver que al aumentar el índice de
uniformidad n, tiene el efecto de cambiar la pendiente de la curva. El disminuir la pendiente
significa que el material se hace más grueso en el extremo superior y más fino en el inferior de la
curva de distribución de tamaño. El cambiar n cambia por lo tanto el ancho de la distribución de
tamaño, o la uniformidad en el tamaño de la partícula producido por la tronadura. El movimiento
que tienda a producir concentraciones focalizadas de energía del explosivo, más que una
distribución uniforme de energía (o sea, cambiar de un hoyo de pequeño diámetro con una columna
larga de explosivo a un hoyo de gran diámetro con una columna corta de explosivo) se puede
esperar que baje el n ya que la región de roca próxima a la columna corta de carga se quebrará más
fina, mientras que el material adyacente a la columna larga del taco recibirá poco quebrantamiento.
4.14.2. LA ECUACION DE KUZNETSOV.
Esta proporciona una estimación del tamaño medio de partícula de roca después de la tronadura, y es
la siguiente:
6
18.0
0
50 Q
Q
V
Ax 





= (59)
donde x50 es el tamaño medio del fragmento, A es el factor de roca, V0 es el volumen de roca
quebrado por hoyo y Q es la masa de TNT que es equivalente en energía al de la carga de cada
hoyo.
La ecuación de Kuznetsov, por lo tanto, establece que el tamaño medio de partícula de una
tronadura depende de las propiedades de la roca y del explosivo.
El término (V0/Q) representa el inverso del factor de carga equivalente. La ecuación, por lo tanto,
indica que el tamaño medio de la partícula disminuye casi linealmente con el aumento del factor de
carga: a medida que el factor de carga aumenta el tamaño medio de partícula disminuye. La
ecuación también sugiere una débil dependencia del peso del explosivo por hoyo. Esto sugiere que
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la ecuación diferencia entre diámetros de hoyos grandes y pequeños. Diámetros de hoyos pequeños
producirán una pila de material más fino en virtud de la distribución mejorada de energía. Por ej., un
factor de carga de 0.35 kg/m3
producirá un tamaño D50 de 51.4 cm en un material con factor de roca
de 10 con 120 Kg de explosivo en un hoyo de 100 mm de diámetro. En comparación, el mismo
factor de carga en la misma roca con 230 Kg en un hoyo de 150 mm de diámetro, producirá un
tamaño promedio de 57.3 cm. Este aumento en tamaño con el aumento del diámetro del hoyo (para
un factor de carga y tipo de roca fijo) está de acuerdo con observaciones experimentales.
Después de ajustes a la ecuación de Kuznetsov para permitir la expresión de la potencia en peso
respecto al Anfo, la ecuación se convierte en:
633.0
6
18.0
0
50
115












=
E
Q
Q
V
Ax e
e
(60)
donde Qe es la masa real de explosivo usada por hoyo, E es la potencia en peso relativo del
explosivo (Anfo = 100%) y el término (115/E) representa un ajuste para la potencia en peso relativo
del TNT respecto del Anfo.
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4.14.3. LAS ECUACIONES DE KUZ-RAM.
La ecuación de Kuznetsov proporciona una estimación del tamaño medio, o sea, el tamaño del tamiz
por el cual pasa el 50% de la roca. Puesto que la ecuación de Rosin Rammler se puede definir
completamente por un punto de la curva y la pendiente de la línea Rosin Rammler, todo lo que se
necesita después de la determinación del tamaño medio, es una estimación de n en la ecuación de
Rosin Rammler y se puede calcular una distribución completa de tamaño de la pila. Para obtener una
expresión para el cálculo de n, Cunningham (1983) usó la teoría moderna de fracturas para obtener
una relación entre n y los siguientes factores:
1. Exactitud de la perforación.
2. Relación del burden al diámetro de hoyo.
3. Relación espaciamiento/burden.
4. Relación del largo de la carga a la altura de banco.
La aplicación del modelo ha sido extensa, aplicado tanto a datos publicados como a experimentales,
y en general, se ha concluido que predice muy bien los tamaños gruesos pero es menos exacto para
las fracciones más finas. Cunningham subraya que la exactitud es más importante para la fracción
gruesa (sobre tamaño) que para la fracción fina. Las ecuaciones Kuz-Ram posteriormente
desarrolladas son:
Tamaño medio,
633.0
6
18.0
0
50
115












=
E
Q
Q
V
Ax e
e
Tamaño crítico,
n
c
x
x 1
50
693.0
=
Indice de uniformidad:
H
L
L
CCLBCLABS
B
WB
S
d
B
n
t
0
1.0
5.0
1.0
)(
1
2
1
142.2 





+
−




−










+




−=
Fracción retenida,
n
cx
x
eR








−
=
(61)
donde V0/Qe = el inverso de la carga específica o factor de carga (m3
/kg).
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Qe = explosivo/hoyo (Kg).
E = potencia en peso relativa del explosivo usado (%).
W = desviación estándar de la exactitud de perforación. (m)
d = diámetro del hoyo (mm).
A = factor de roca
L0 = largo de la carga sobre el piso del banco (m).
H = altura del banco.
B = burden (m)
BCL = largo de la carga de fondo (m)
CCL = largo de la carga de columna (m)
Lt = largo de la carga total (CLL + BCL) (m)
Estimación del índice de uniformidad.
La principal contribución de Cunningham al modelo Kuz-Ram fue el proponer un método para
estimar n en la ecuación de Rosin Rammler, basado en la geometría del hoyo. La relación
desarrollada por Cunningham se muestra en la ecuación 6.1.
Examinando cada término en dicha ecuación, se revela la forma en que la geometría del hoyo
afecta a n. El primer término, que involucra al burden y al diámetro del hoyo, sugiere que a medida
que el burden aumenta para un diámetro fijo de hoyo, el n disminuirá (un rango más amplio de
tamaño de partícula). Esto parece muy razonable. El segundo término de la ecuación de
Cunningham, que involucra a la relación S/B, sugiere que a medida que la relación S/B aumenta n
también aumenta (un rango más estrecho de tamaño de partícula). Esto está de acuerdo con el
método Sueco, pero Cunningham precave que este término refleja la malla de perforación, no la
malla de iniciación y que la relación nunca debe exceder a 2. Dentro de estas limitaciones,
nuevamente es completamente razonable que la uniformidad del tamaño de partícula debe
mejorarse con el aumento de la relación S/B. Los usuarios deben recordar que las tronaduras para
armadura de rocas (un buen ejemplo de tamaño de partículas no uniforme) generalmente involucra
relaciones S/B menores a 1.
El tercer término, que involucra a la exactitud de la perforación, sugiere que a medida que mejora,
n mejora. Esto nuevamente parece completamente razonable. El cuarto término, que involucra el
uso de la carga de fondo con explosivo de alta energía sugiere que n aumentará aumentando el
largo de la carga de fondo. El uso de una carga de fondo fue propuesto por Langefors y Kihlstrom
para sobrepasar el confinamiento adicional y la dificultad aumentada de fragmentación en la base
de la tronadura en banco. La energía más alta en esta sección de la tronadura ayuda
específicamente a mejorar la fragmentación y excavabilidad en las tronaduras.
El término final en la ecuación de Cunningham, que involucra la relación del largo de la carga a la
altura del banco, refleja la fragmentación mejorada esperada cuando la carga es distribuida
uniformemente a través del banco. Diámetros grandes de hoyo conducen a cargas cortas y valores
bajos para la relación largo de carga/altura del banco, conduciendo a su vez a una combinación de
____________________________________________________________________________________________________________________

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fragmentación gruesa en la región del collar y una fragmentación fina en la base de la carga. Esta
combinación es característica de un n bajo.
Estimando el factor de roca.
Tal vez el parámetro más importante en el modelo Kuz-Ram es el factor de roca. Los últimos
desarrollos en la aplicación del modelo usan una ligera modificación al índice de tronabilidad de
Lilly para calcular el factor de roca. Es interesante notar que la tabla que Cunningham usó para
calcular el factor de roca es muy similar al índice de tronabilidad usado por Lilly (1986) con una
diferencia importante – Cunningham le dio mayor importancia a la dureza de la roca. En flujos de
lava de grano fino, por ej., en que el módulo de Young es alrededor de 80 GPa y el UCS es de
alrededor de 400 MPa, la dureza es de 80, comparado con un valor máximo de 10 del índice de
Lilly. El factor de roca de Cunningham, A, se deduce de los datos geológicos de la masa rocosa
usando la ecuación:
A = 0.06(RMD + JPS + JPA + RDI + HF) (62)
donde RMD es el descriptor de la masa rocosa, JPS es el espaciamiento de las diaclasas verticales,
JPA es el ángulo del plano de diaclasa, RDI es la influencia de la densidad y HF es el factor de
dureza.
Los valores para los parámetros de la ecuación del factor de roca se muestran en la tabla 5.1. La
definición de Cunningham de las diaclasas está relacionada con la malla de perforación, y la
definición de sobre tamaño. Esto reconoce claramente los diferentes impactos que un fragmento de
800 mm, por ej., tendría en una operación de una cantera pequeña comparado con una operación
grande de minería.
PARAMETRO RANKING
Descripción de la Masa
Rocosa (RMD)
Pulvurulento/Quebradizo 10
Diaclasado verticalmente JPS + JPA
Masiva 50
Espaciamiento de fracturas
(JPS)
0.1 m 10
0.1 a sobre tamaño 20
Sobre tamaño a tamaño de la
malla
50
Angulo del plano de fractura
____________________________________________________________________________________________________________________

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(JPA)
Buza fuera de la cara 20
Rumbo perpendicular a la cara 30
Buza hacia la cara 50
Influencia de la Densidad
(RDI)
RDI = 25*SG – 50
Factor de Dureza (HF) E/3 para E<50 GPa
UCS/5 para E>50 GPa
(E = módulo de Young,
UCS = resistencia a la
compresión uniaxial)
Tabla 5.1. Ranking para el factor de roca de Kuz-Ram (después de Cunningham, 1987).
La experiencia personal indica que la última ecuación de Cunningham para calcular el factor de
roca sobre estima considerablemente el término. Para preservar las tendencias para estimar el
término, se recomienda que la ecuación se altere simplemente cambiando el valor de la constante
0.06 a 0.04. Este cambio reduce el valor estimado del factor de roca en un tercio, produciendo, a su
vez, una mejor estimación de la fragmentación que parece describir mejor el funcionamiento de la
tronadura en operaciones de tronaduras en banco.
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5. EVALUACIÓN DEL RESULTADO EN LA TRONADURA.
La habilidad para mejorar y comparar el trabajo de diferentes productos explosivos, es algo que
debe estar dentro de las capacidades de todos los usuarios de explosivos. En instancias donde se
encuentran dificultades en la operación de tronadura, los operadores deben saber si direccionan sus
esfuerzos de mejoramiento a los productos (explosivos y accesorios), la malla de tronadura y su
diseño, o a cambiar los procedimientos.
Con la aparición de instrumentación moderna para monitorear, de modelos muy sofisticados para
diseño y predicción de tronadura, y explosivos y sistemas de iniciación más versátiles, la tronadura
moderna se está moviendo más y más hacia la ciencia. Las tronaduras deben diseñarse con un alto
grado de confianza de lograr metas específicas.
El objetivo de esta sección es presentar una metodología para la evaluación de las tronaduras y de
sus diseños para permitir una sintonía fina u optimización de los diseños de tronadura.
5.1. RESULTADOS DE LA FRAGMENTACION.
En muchos aspectos, este debe ser uno de los índices principales del funcionamiento del explosivo,
ya que directamente mejora uno de los objetivos principales de la tronadura: el requerimiento de
fragmentar la roca para facilitar una excavación y remoción rápida.
Sin embargo, la medición de la fragmentación de la tronadura es uno de los puntos más difíciles que
encaran los técnicos en tronadura. La tecnología moderna está investigando los métodos de
fotografía automática y el escaneo de imagen de videos, pero a la fecha no existe un método barato o
simple, y pocos grupos técnicos están preparados para cribar mecánicamente la pila completa de una
tronadura, que puede tener entre 10.000 a 1.000.000 de ton. Este tamizado mecánico es
particularmente difícil en excavaciones subterráneas donde el chancador primario está antes que el
transporte a la superficie.
Parámetros críticos de diseño, tales como el diámetro del hoyo y la separación de los hoyos se
pueden estimar usando un conjunto de modelos y ecuaciones simples, pero estos deben ser sólo
considerados como estimaciones iniciales. La sintonía fina y la optimización de diseños, requiere un
conocimiento más íntimo de la interacción compleja entre la masa rocosa local y el explosivo usado.
Este conocimiento más íntimo puede venir sólo de mediciones cuantitativas y monitoreo de los
resultados de la tronadura.
Con instrumentación moderna ahora rápidamente disponible para los tronadores, es frecuentemente
posible ubicar sensores alrededor de la tronadura de manera que la detonación de cargas
individuales se pueda monitorear. El procedimiento se describe generalmente como “monitoreo de
tronadura” y se refiere a cualquier forma de registro y que se efectúa durante el período en que la
malla de tronadura se inicia y detona. El período de tiempo sobre el cual ocurre el evento completo,
es generalmente menor que dos segundos, pero en la tronadura convencional de túneles, hasta casi
10
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segundos. En algunas minas subterráneas de Sud África, las tronaduras de paneles simples pueden
durar hasta 15 minutos.
Los procedimientos técnicos de monitoreo son:
1. Monitoreo de eventos, diseñado para detectar la iniciación o detonación de cada carga o cargas
seleccionadas en la malla de tronadura.
2. Monitoreo del funcionamiento, diseñado para proporcionar información concerniente a la
eficiencia con que cada carga detona y la efectividad de la interacción explosivo/roca.
Ambas técnicas se usan para identificar aspectos del funcionamiento de la tronadura que pueden
impactar significativamente en la fragmentación. Ellos pueden, por lo tanto, ser considerados como
indicadores indirectos de la fragmentación.
5.2. MONITOREO DE EVENTOS DE TRONADURA.
El monitoreo de eventos es un componente esencial de cualquier programa de optimización de
diseño. Antes de que un diseño se pueda mejorar o comparar con otro, debe establecerse primero
que la detonación de cargas ocurre de acuerdo a la secuencia diseñada y que cada carga realice la
cantidad requerida de trabajo en la roca circundante.
El monitoreo de eventos de tronadura usa una variedad de sensores para detectar la detonación o
iniciación de cargas separadas de explosivos. La detonación se monitorea usando un rango de
sensores que incluyen sensores de vibración, electromagnéticos, radio frecuencia, infrarrojos,
micrófonos de presión y detectores de impulso.
De las técnicas listadas, la más avanzada y más comúnmente empleada es el monitoreo de
vibraciones. Los sensores de vibración se anclan a la roca muy próximo a la tronadura y detectan los
pulsos intensos de choque producidos por las cargas individuales, a medida que detonan. Los
sensores comúnmente usados son los geófonos (sensores de velocidad) y los acelerómetros
(sensores de aceleración). En la mayoría de las aplicaciones cualquier sensor se puede usar, aunque
la alta resistencia al choque y respuesta de frecuencia de los acelerómetros los hace preferibles
cuando se monitorea muy próximo a las cargas explosivas.
Ejemplos de impulsos de vibración, recolectados usando geófonos, de un hoyo solo se muestran en
la fig. 5.1. Note que la naturaleza bipolar de las señales indican las veces cuando la roca alrededor
del sensor está en etapa de la amplitud compresión y dilatación. En un geófono la amplitud de la
señal es directamente proporcional a la velocidad de partícula y las unidades por lo tanto se
muestran en m/s o más comúnmente en mm/s. Para un sensor acelerómetro, la amplitud es
directamente proporcional a la aceleración y las unidades son m/s2
o “g” (1g = aceleración debido a
la gravedad = 9.8 m/s2
). Note además que el tiempo del evento se puede medir con gran precisión
usando grabadoras digitales con velocidades de sampling hasta 1 MHz (1.000.000 muestras/seg.).
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Extendiendo el procedimiento de monitoreo a tronaduras de muchos hoyos, conducirá a una
secuencia de pulsos similar a los mostrados en la fig. 5.1, con el intervalo de tiempo entre los pulsos
sucesivos que representen el intervalo de retardo real entre la iniciación de las cargas sucesivas. La
fig. 5.2 muestra un registro de una tronadura en zanja en roca dura, en la cual la detonación de cada
hoyo se puede confirmar y el tiempo preciso de iniciación determinado para cada hoyo.
5.2.1 LIMITACIONES DEL MONITOREO DE EVENTOS.
El monitoreo de tronaduras usando sensores de vibración no siempre es capaz de identificar la
iniciación de cada carga explosiva. De la presentación anterior, el monitoreo de vibración está
orientado a la identificación de cargas retardadas separadamente. Si muchas cargas comparten el
mismo retardo, el monitoreo basado en vibraciones puede no ser capaz de detectar la detonación de
todas las cargas, especialmente si todas las cargas detonan simultáneamente o casi.
La fig. 5.3 presenta dos casos donde las cargas se han iniciado casi simultáneamente. En cada caso
dos cargas son discernibles, aunque se requiere del operador algún grado de interpretación. Cuando
más cargas están involucradas, o cuando el tiempo entre iniciaciones individuales es menor, puede
no ser posible decir como han detonado muchas cargas, aunque los patrones complejos de
interferencia de vibración aún indican un reforzamiento de los niveles de vibración y la iniciación de
múltiples cargas.
Una segunda complicación es causada por las propiedades de la roca que se está tronando. Los
pulsos de vibración de los dos hoyos en la fig. 5.1 se obtuvieron de tipos de rocas completamente
diferentes. La onda de alta frecuencia se produjo por una pequeña carga de Anfo de un hoyo solo en
roca dura, frágil en un medio subterráneo. La onda de baja frecuencia se produjo por una carga larga
de Anfo de un hoyo solo en una roca más blanda en un medio de superficie. La duración de la onda
está influenciada por el largo de la carga como la describe Grant et al (1987), pero probablemente
esté aún más influenciada por el módulo de la roca que rodea al hoyo.
Cuando el intervalo de retardo entre las detonaciones de cargas sucesivas es menor que la duración
de la onda individual, ocurrirá una interacción y reforzamiento de las vibraciones, y la onda de
vibración resultante puede llegar a ser muy compleja para desenmarañarla, como la onda mostrada
en la fig. 5.4. Esto pasa comúnmente en formaciones de rocas blandas, en tronaduras grandes
masivas subterráneas donde el intervalo de retardo promedio entre cargas es muy pequeño y el
número de cargas puede ser mayor que 1000. Mejor discriminación se puede obtener moviendo el
sensor de vibración más cerca de la tronadura.
5.2.2. PROBLEMAS COMUNES DE TRONADURA.
Los tipos de problemas comunes observados en las tronaduras, incluyen tiros quedados (cargas sin
detonar), iniciación instantánea (cargas detonadas por el sistema de iniciación) y la iniciación por
simpatía (cargas iniciadas por el impacto de cargas adyacentes). Algunos ejemplos se muestran en la
fig. 5.5. En primera instancia las cargas en la sección crítica de la rainura de una tronadura en túnel,
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falló en detonar. Después de repetidas fallas, los hoyos se omitieron del diseño sin afectar al
resultado de la tronadura.
En la segunda instancia de la fig. 5.5 ocurrió una iniciación simultánea dentro de varias paradas de
hoyos en una tronadura masiva. Los tiempos de iniciación que muestra el registro reflejan los
tiempos de retardo de superficie para las paradas: detonaron mucho antes que el tiempo diseñado de
iniciación del primer hoyo. Cuando las cargas en las filas posteriores se inician antes que se haya
creado una cara libre, poco trabajo útil se puede realizar, y la carga tiene una alta probabilidad de
interrumpir las cargas circundantes, de manera que este tipo de defecto puede ser particularmente
dañino en términos de controlar el daño o la fragmentación.
Cuando se interpretan registros de vibración, puede ser difícil diferenciar entre cargas sin detonar y
las iniciaciones por simpatía. Las cargas localizadas muy próximas, pueden ser iniciadas por
simpatía por la última carga iniciada, y aparece como tiro quedado por la ausencia de una respuesta
de vibración a su tiempo nominal de iniciación. Cuando las respuestas de vibración están
consistentemente ausentes, los espaciamientos de los hoyos se deben aumentar o los hoyos se deben
remover de la malla, para ver si el problema se resuelve.
El monitoreo de tronadura, por lo tanto, representa una aproximación muy pragmática a la
optimización del diseño de la tronadura, proporcionando información real acerca del funcionamiento
y la interacción de las cargas individuales y permite decisiones considerando el espaciamiento entre
hoyos, potencia del explosivo y tamaño de la carga y el tiempo de retardo a ser hecho, basado en
respuestas medidas y observadas. Es importante recalcar que el monitoreo de tronaduras
proporciona un medio positivo de asegurar los efectos de los cambios en los diseños de tronadura.
5.3. EVALUACIÓN DEL FUNCIONAMIENTO DEL EXPLOSIVO.
Este tipo de monitoreo tiene una aplicación principal para el modelamiento, proporcionando la
información básica del funcionamiento del explosivo y la interacción explosivo/roca que se requiere
para calibrar y verificar los modelos de predicción. En un amplio rango, el monitoreo del
funcionamiento se puede usar siempre que el usuario sienta que el producto explosivo, el sistema de
iniciación o el diseño de tronadura pueda estar fallando en un aspecto u otro.
Los aspectos del funcionamiento que se pueden monitorear para proporcionar una retro alimentación
cuantitativa al operador y que se puede esperar razonablemente que afecte los resultados y la
economía de la tronadura, incluyen:
1. VOD en el hoyo y la presión de detonación del explosivo.
2. Velocidad y energía cinética del movimiento del burden.
3. Generación de sobre tamaño.
4. Nivel de choque inducido en una proximidad muy cercana al hoyo.
Los factores listados anteriormente han excluido tal vez a los aspectos más importantes del
funcionamiento del explosivo: el grado de fragmentación y la excavabilidad lograda por la
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tronadura. Estos se han excluido ya que generalmente no son mensurables dentro de los
presupuestos normales de operación. Sin embargo, debe tomarse en cuenta que éstos son
últimamente los aspectos más importantes del funcionamiento, y todas las otras mediciones pueden
sólo ser intentos de evaluación indirectos del funcionamiento.
5.3.1. MEDICION DEL VOD EN EL HOYO.
Existen dos técnicas principales para medir el VOD en el hoyo, aunque se pueden observar muchas
variantes en instrumentación dentro de dos grupos principales:
1. Métodos del punto de contacto, que mide el tiempo de propagación del frente de choque entre
intervalos de distancia conocidos, proporcionando un número relativamente pequeño de lecturas
sobre el total del largo del hoyo.
2. Métodos continuos, que proporcionan una señal continua que se puede interrogar para determinar
el VOD, ya sean sobre el largo total del hoyo o de secciones específicas (por ej. alrededor del
iniciador).
La medición del VOD en el hoyo no es una tarea simple, y la tasa de éxito, sin importar la técnica
usada, puede ser tan baja como un 70%. A pesar de los reclamos de algunos operadores ninguna
técnica actualmente en uso hoy en día, dará perfectos resultados cada vez que se monitoree un hoyo.
En un grado mayor o menor, todos los métodos dependen de la regresión lineal para determinar
velocidades sobre un intervalo y las diferencias principales entre las técnicas es el tamaño mínimo
del intervalo sobre el que se pueda hacer una medición exacta.
Métodos del punto de contacto.
Las técnicas más comunes usadas incluyen sistemas de medición basados en fibra óptica y
continuidad del plasma. Con la técnica de la fibra óptica, un circuito de conteo electrónico registra el
momento en que el plasma golpea a la fibra óptica. La fibra óptica transmite un impulso intenso de
luz y continúa así desde el momento que es golpeada, hasta el término de la reacción de detonación
en ese hoyo. En ubicaciones lejanas a lo largo de la columna, sensores adicionales transmiten
pulsos a intervalos de tiempo entre que las transmisiones se registren usando un contador de alta
velocidad. Esta técnica puede medir VOD a niveles aceptables de exactitud en intervalos tan
pequeños como casi 0,1 m
El método de la fibra óptica ha dado resultados insatisfactorios en hoyos donde la altura de la
columna explosiva es grande (o sea, 30 m o más). Se ha propuesto que a presiones hidrostáticas que
están presentes en la base de cargas largas, la naturaleza del plasma provoca cambios dramáticos,
emitiendo menos luz que para columnas cortas. El resultado es que se registra sólo una señal débil, y
frecuentemente, no se obtienen mediciones de VOD. El método de fibra óptica tiene la principal
ventaja que no requiere la inserción de corriente o de sondas electrónicas en el explosivo, y debería
ser menos influenciado por ruidos electrónicos extraños.
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El segundo método común de punto de contacto es la técnica de continuidad del plasma y es capaz
de los mismos niveles de medición exacta que el método de la fibra óptica. Con este método (fig.
5.6) los electrodos se colocan en el explosivo durante el carguío a intervalos conocidos (por ej. 0,5 a
1 m). Se aplica un pequeño voltaje a través de los electrodos pero no fluye corriente a través de ellos
porque los extremos de los electrodos están abiertos.
Cuando el frente de la detonación golpea al par de electrodos, la ionización dentro del plasma
permite que una pequeña corriente fluya entre los electrodos. El inicio de este flujo se usa para
gatillar el circuito de tiempo para una lectura directa del intervalo de tiempo, o la señal completa se
puede registrar para la interpretación del operador.
Los datos reunidos de esta manera se pueden analizar de muchas formas. Las velocidades sobre cada
intervalo discreto se puede calcular para considerar variaciones de VOD a lo largo de la columna; en
estos casos el error asociado con cada medición discreta es un máximo (fig. 5.7). Alternativamente
todos los datos se pueden analizar por regresión para obtener una estimación de mayor exactitud que
se aplica a la longitud de carga completa como se muestra en la fig. 5.8.
Usando las técnicas de regresión en conjunto con el método del punto de contacto, se pueden
obtener fácilmente hasta 24 mediciones de VOD por hoyo y la VOD promedio se puede calcular con
una precisión de +/- 1% o más. (McKenzie et al, 1992). Se han hecho monitoreos simultáneos de
hasta 16 hoyos por tronadura para tronaduras de producción. Cuando se registra información en tal
cantidad, la variabilidad del explosivo se puede definir y documentar completamente (McKenzie &
Bulow, 1990).
El cálculo del VOD en el hoyo, sin embargo, se debe realizar con considerable cuidado. Se ha
demostrado claramente que zonas significativas de variaciones de velocidad pueden existir alrededor
del iniciador. El VOD en el hoyo dentro de una longitud de carga de aproximadamente cuatro veces
el diámetro puede ser significantemente menor que la velocidad de régimen. Esto en sí mismo puede
ser un aspecto importante del resultado del monitoreo, ya que influirá en el potencial de
fragmentación del explosivo en la vecindad del iniciador. Puesto que los iniciadores se ubican
generalmente en la base de la columna explosiva, el mejorar el funcionamiento durante el período
inicial de detonación, puede significar mejorar las condiciones de excavación. Complicaciones
adicionales se pueden introducir alrededor de las ínter fases entre diferentes explosivos en el hoyo,
donde se practica el carguío combinado. La experiencia en medición de VOD en hoyos indica que la
variabilidad entre hoyos es significantemente mayor que la variabilidad dentro del hoyo. Esta
observación indica que más información significante se puede obtener realizando mediciones en
muchos hoyos, que aumentando el número de mediciones y la exactitud de medición en un solo
hoyo.
Métodos de medición continuos.
Varios métodos están disponibles para la medición continua de VOD en el hoyo; el más conocido es
el método SLIFER, el método CORTEX y el método de la resistencia de alambre.
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La técnica SLIFER para la medición VOD en el hoyo es un método de medición continua de VOD,
permitiendo la identificación de pequeñas inconsistencias en el comportamiento. Este método es
considerablemente más complejo que el método del punto de contacto, y en este caso utiliza el
efecto de resonancia de un cable coaxial corto circuitado para permitir la posición del frente de
plasma (que proporciona el corto circuito del cable) para ser calculado en cualquier instante.
El cable coaxial se baja al hoyo en el momento del carguío. La sonda del cable forma parte de un
circuito oscilador, la frecuencia de la cual varía con el largo del cable. A medida que el cable se
consume progresivamente por la frente de choque detonante, la resonancia del circuito cambia
continuamente, y un convertidor de frecuencia a voltaje emite una señal de voltaje que se registra en
grabadoras de alta velocidad.
La técnica es capaz de detectar pequeñas anomalías en el VOD en el hoyo, y puede proporcionar
información valiosa concerniente al efecto del tamaño del iniciador en variaciones de aumento de
velocidades, el efecto de un booster adicional y el comportamiento en las ínter fases explosivo
1/explosivo 2 en carguío combinado. Cuando se lleva a cabo simultáneamente en hoyos múltiples, el
método SLIFER es una herramienta poderosa para investigar el funcionamiento de la tronadura en
detalles minuciosos
Puesto que la técnica SLIFER también depende del plasma en el frente de detonación para efectuar
el corte del cable, el éxito de esta técnica también depende de la calidad del plasma.
Experimentalmente, las características del plasma varían considerablemente dependiendo de la
formulación del explosivo, la condición del hoyo y su profundidad. El SLIFER tiene la desventaja
principal de requerir un análisis muy complejo para calcular el VOD de la señal registrada, ya que
no existe una proporcionalidad simple entre la amplitud de la señal o la gradiente de la señal y el
VOD.
El método CORRTEX es el más complejo para medir el VOD, requiriendo una instrumentación
muy cara. El método usa reflectometría del dominio de tiempo para interrogar el tiempo de tránsito
en dos direcciones de un pulso eléctrico reflejado al final de un cable coaxial. El método no es
disímil al de un radar. A medida que la onda de choque avanza a lo largo del cable, este es o
comprimido o corto circuitado, causando que el tiempo de tránsito en las dos direcciones se acorte.
Aún una compresión del cable relativamente ligera, es suficiente para producir una reflexión,
permitiendo la ubicación precisa del punto de aplicación de la presión a calcularse. El método
CORRTEX se ha comercializado en la forma de sistema VODR. A pesar de los reclamos de extrema
posición, este artefacto hace un muestreo relativamente lento (10 µs por punto, tasa de muestreo
de 100 KHz), y por lo tanto, efectivamente toma muestras cada 5 cm. Reconociendo que se
requieren varias muestras antes que se pueda hacer una estimación razonable de velocidad, esta
técnica es capaz de proporcionar mediciones de VOD a intervalos aproximados de 0,1 a 0,2 m
El método de la resistencia del alambre es una relación lineal entre el largo del alambre en el hoyo y
la resistencia del alambre. Se aplica una corriente constante a un largo de alambre de resistencia que
se inserta en el hoyo a la vez que se carga. A medida que el alambre se consume por el frente de
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detonación que avanza, la resistencia varía linealmente. La variación de la resistencia se refleja en la
caída de voltaje a lo largo del alambre. El método también se basa en la conductividad del plasma,
de la misma manera que los métodos SLIFER y el del punto de contacto, y está, por lo tanto, sujeto
a las mismas limitaciones con respecto a la confiabilidad.
Tal vez una inquietud principal de seguridad del método del alambre de resistencia es que la sonda
que se inserta al explosivo conduce corriente desde el instante que la sonda se conecta al monitor.
Sin precauciones extensivas a prueba de fallas, hay una posibilidad remota que tales aparatos puedan
iniciar al explosivo.
5.3.2. MEDICION DEL MOVIMIENTO DEL BURDEN.
Después del fracturamiento y fragmentación de la masa rocosa, el próximo requerimiento del
explosivo es aumentar la fracción de huecos en la masa rocosa, produciendo así una pila que puede
ser fácilmente excavada por maquinaria tal como palas eléctricas, cargadores frontales, dragas, etc.
La habilidad del explosivo de producir una pila fácilmente excavable se relaciona con el
componente de levantamiento de la energía de detonación.
La detonación del explosivo produce presiones de gas extremadamente altas en el hoyo. Estas
presiones actúan para levantar el burden hacia adelante, siendo el movimiento total del burden
determinado por la energía disponible en los gases en expansión. A medida que la energía aumenta,
el burden se mueve con mayor velocidad y logra un desplazamiento mayor desde su ubicación
inicial. Este desplazamiento aumentado, generalmente resulta en un factor de esponjamiento total
aumentado, una excavabilidad de la pila mejorada. La productividad óptima del excavador, sin
embargo, requiere que el desplazamiento de la pila sea controlado para producir perfiles específicos
a cada tipo y tamaño de excavador.
La medición de la velocidad del movimiento del burden, y el cálculo subsecuente de la energía
cinética impartida al burden, puede por lo tanto usarse para comparar la energía de levantamiento
producida por diferentes explosivos. La energía cinética E del burden desplazado se calcula de la
ecuación:
E mv= ∗
1
2
2
(63)
donde m es la masa total del burden y v es la velocidad promedio del movimiento del burden.
La velocidad de la masa rocosa completa se puede estimar ya sea por medición directa desde
imágenes fotográficas o por la localización topográfica inicial y final de la pila.
Digitalización de película/video.
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Esto primero requiere que se deben colocar marcas sobre la cara en un número de ubicaciones
conocidas. A medida que la cara se mueve durante la tronadura, las trayectorias de cada una de las
marcas se trazarán sobre intervalos de tiempo fijos y las velocidades computadas. La digitalización,
por lo tanto, proporciona información concerniente al movimiento de secciones diferentes de la cara
del banco. Sin embargo, antes de estimar la energía cinética, se debe determinar una velocidad
promedio para representar el movimiento de la masa rocosa completa. Alguna subjetividad
inevitablemente entra en el cálculo de una velocidad promedio. La fig. 5.9 ilustra el movimiento de
la cara del banco a la mitad de su altura para diferentes condiciones de tronadura, determinada por la
digitalización del video.
Es importante notar que la componente horizontal de la velocidad permanece aproximadamente
constante después que se logra un valor máximo. El valor máximo se logra después de un período de
aceleración en aproximadamente 200 ms de la iniciación del hoyo, aunque esta figura será
extremadamente dependiente del diámetro del hoyo, de la dimensión del burden y del módulo de la
roca.
METODO DEL PERFIL DE LA PILA.
Como una alternativa a la digitalización de video o película, la localización topográfica pre y post
tronadura se puede realizar para obtener perfiles por sección. De estos perfiles se puede determinar
los centros de gravedad de las secciones y se puede calcular el desplazamiento del centro de
gravedad de la masa rocosa. Conociendo el desplazamiento tanto vertical como horizontal y
asumiendo que la velocidad inicial fue sólo en la dirección horizontal, la velocidad promedio del
movimiento se puede calcular usando ecuaciones simples del movimiento.
De la fig. 5.10 el tiempo de vuelo t del burden se calcula del desplazamiento vertical Y, por la
ecuación:
t
Y
g
=
2
(64)
donde g es la aceleración de gravedad (9,8 m/s2
).
Del conocimiento del tiempo de movimiento del burden, la velocidad horizontal se puede calcular
usando la ecuación:
v
x
t
= (65)
Esta técnica tiene la ventaja que proporciona una estimación exacta y objetiva de la velocidad
promedio del movimiento de la pila. No proporciona ninguna información concerniente al
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movimiento diferencial de la cara, y, por lo tanto, tiene aplicación limitada para estudiar los efectos
de un carguío combinado.
5.3.3. MEDICION DE LA ENERGIA DE CHOQUE INDUCIDA.
La medición directa de la componente de choque de la energía de detonación se puede hacer
midiendo el nivel de vibración inducida en la proximidad del hoyo. Esta vibración induce una
deformación dinámica en la masa rocosa y en ubicaciones donde esta deformación excede la
deformación de rompimiento de la roca, ocurriendo fracturamiento o fragmentación. Una
aproximación simple de la relación entre vibración y deformación se muestra en la ecuación:
ε =
PPV
Vp
(66)
donde ε es la deformación dinámica peak, PPV es la velocidad peak de partícula y Vp es la
velocidad de la onda p de la masa rocosa.
La relación anterior permite una estimación del nivel de vibración requerido para iniciar nuevas
fracturas en la roca intacta. Los niveles reales de vibración inducida en la roca se pueden medir
usando un geófono, proporcionando una lectura directa del PPV. Los explosivos que inducen un alto
nivel de deformación dinámica son capaces de iniciar un mayor número de nuevas o principales
fracturas en la roca, que aquellos que inducen niveles más bajos de deformación.
Sin embargo, los geófonos y la mayoría de otros transductores de medición son incapaces de resistir
los niveles extremos de vibración y deformación inducida cercanos al hoyo. Por esta razón, la
medición directa generalmente no se puede realizar muy próximo a los hoyos y los niveles próximos
a los hoyos se deben estimar por extrapolación usando ecuaciones que se adecuen a mediciones
hechas lejos de los hoyos. Claramente, el grado de extrapolación se debe minimizar, asegurando que
la medición de PPV se realice tan próximo a los hoyos como sea posible, sin exceder los límites del
transductor.
La ecuación considerada más apropiada para este propósito toma en cuenta el efecto del largo de la
carga en la estimación del PPV y fue desarrollada por Holmberg & Persson (1979):
( )[ ]
V K
dx
R R xo o
o
H
=
+ −












∫γ
φ
α
β
α
α
2 2 2
tg
(67)
donde K, α y β son constantes específicas del lugar y los otros términos se describen en la fig.
5.11, y γ es la concentración de carga (kg./m) en el hoyo.
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Esta ecuación se puede derivar de ecuaciones simples de peso de carga escalar, pero no se adecua a
datos medidos usando técnicas de regresión lineal convencional. Cuando se aplica a lugares de
monitoreo aproximadamente más de 10 largos de cargas lejos de los hoyos, la ecuación anterior se
reduce a:
PPV Kwt x= −α β
(68)
Una vez que los valores de parámetros de mejor ajuste se obtienen de ajuste por computadora (fig.
5.12), la ecuación de Holmberg & Persson se puede usar para calcular valores de vibración o choque
a cualquier distancia del hoyo. Una distancia significante para calcular niveles de choque es la
dimensión de un burden, ya que esto proporciona una buena indicación del potencial de
quebrantamiento para análisis de fragmentación y una buena idea del ion potencial de daño de la
roca detrás de la malla de tronadura.
El valor calculado de PPV a una dimensión de un burden lejos el hoyo se puede considerar como un
índice de fragmentación, ya que simplísticamente se considera proporcional a la deformación de
rompimiento en la roca. En muchos aspectos es una medición más directa del potencial de
fragmentación que la presión de detonación o el VOD en el hoyo.
Debe hacerse notar sin embargo que esta aplicación de monitoreo de vibración requiere datos
confiables de vibración. Los datos se deben obtener cuidadosamente y el programa experimental se
debe repetir varias veces antes de que se obtengan resultados significativos.
5.4. EVALUACIÓN DEL FUNCIONAMIENTO DE LOS ACCESORIOS.
El funcionamiento de los accesorios explosivos se relaciona principalmente con la exactitud de los
detonadores de retardo y la adecuación de los sistemas de iniciación con los productos explosivos.
El grado de dispersión de los tiempos de iniciación de un detonador de retardo se puede medir
usando un rango de equipo electrónico de medición de tiempos. Tales pruebas se limitan
generalmente a una determinación por medición. La fotografía de alta velocidad permite medir
muchos detonadores en un solo disparo, pero se limita su exactitud por los marcos por segundo de la
cámara. Algunos operadores han declarado ser capaces de medir los tiempos de iniciación de los
elementos de retardo en el hoyo usando fotografía de alta velocidad confiando en el cordón
detonante “cuenta cuentos” para proporcionar la expresión en superficie de la detonación en el hoyo.
Este método es perjudicial influenciando el funcionamiento de la tronadura y debe evitarse.
Tal vez la forma más simple para probar la exactitud de los retardos es usar un micrófono y alguna
forma de registrar la onda completa. Esta técnica es capaz de medir los tiempos de iniciación de al
menos 10 detonadores por disparo, con una exactitud de más o menos 1 ms ó mejor. Este nivel de
precisión es más adecuada para la mayoría de los detonadores, incluyendo los detonadores
electrónicos que dicen tener una precisión de +/- 1 ms para cualquier período de retardo.
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5.4.1. NOTACION ESTADISTICA PARA LA VARIABILIDAD DE LOS RETARDOS.
Los datos fundamentales obtenidos de las pruebas de retardo son la media y la desviación estándar,
de las cuales todas las estadísticas aplicables se pueden calcular. Estos dos parámetros introducen
los conceptos de exactitud y precisión. La exactitud, con relación a la variabilidad del retardo, se
puede definir como la proximidad del tiempo de iniciación medio para un grupo simple de retardos a
un tiempo nominal de disparo. Luego, un batch seguro de elementos de retardos deben tener un
tiempo medio de disparo de aproximadamente el tiempo nominal de iniciación. Por otro lado, la
desviación estándar es un indicador de precisión. Precisión es una medida de dispersión de un grupo
de tiempos de iniciación.
5.4.2 EXACTITUD DEL RETARDO.
Si se hace un muestreo una pequeña muestra de tiempos de iniciación, las medias de la muestra no
necesariamente coincidirá con el tiempo nominal de iniciación. Esto se puede deber a la variación
del azar, o que la media verdadera está fuera de valor del tiempo de iniciación nominal. Esta
variación se puede deber al proceso de fabricación y/o a las condiciones de almacenamiento
posterior antes de las pruebas.
Para permitir que todos los resultados, independiente del tiempo nominal de retardo o el tipo de
retardo se agrupen para calcular la “exactitud”, el tiempo de disparo medio normalizado (α ) se
calcula de acuerdo a la ecuación:
α
µ
=
−
∗
n
n
100 (%) (69)
donde µ es el tiempo medio de disparo para un grupo simple de retardos y n es el tiempo nominal
de iniciación para el grupo.
La exactitud por lo tanto representa la variación entre el tiempo nominal de iniciación para un grupo
de detonadores de retardo y el tiempo medio real de disparo para aquellos retardos.
5.4.3. PRECISION DE RETARDO.
La naturaleza de los compuestos pirotécnicos es tal que los elementos de retardo no reaccionan a
una velocidad de reacción constante, independiente del grado de control de calidad sobre las
condiciones de fabricación pero más bien dentro de tolerancias especificadas.
Los tiempos de detonación se distribuirán alrededor del tiempo medio de disparo del batch. Este
efecto de dispersión se puede atribuir a las variaciones en las cinéticas químicas de los compuestos
de retardo y del volumen absoluto del producto en el retardo mismo. A diferencia de la variación
con la media de la muestra que se asumió debido a los factores que afectan el proceso de fabricación
y el uso posterior, la varianza es atribuida a la variación en el compuesto mismo. El tamaño del
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grano, la pureza y el contenido de humedad afectarán todas la velocidad de reacción. El control
absoluto sobre todos estos parámetros no es factible y como tal la variación es una propiedad
inherente a los elementos pirotécnicos de retardo.
La precisión de los elementos de retardo se definen, por lo tanto, en términos de la desviación
estándar de un grupo de retardos y el tiempo medio de iniciación, y en términos estadísticos se
refiere al coeficiente de variación β expresado como un porcentaje:
β
σ
µ
= ∗100 (%) (70)
donde σ es la desviación estándar calculada y µ es el tiempo medio calculado de iniciación
(usualmente aproximadamente igual al tiempo nominal de iniciación).
5.4.4 EL FACTOR F.
El factor F representa un número simple capaz de representar tanto la exactitud como la precisión de
un grupo de retardos; se define como:
F
x
=
− µ
σ
(71)
donde x es el punto medio entre el tiempo de retardo nominal y el tiempo de retardo nominal del
próximo retardo en la serie.
Luego, el factor F representa el número de desviaciones estándares entre el tiempo medio y el punto
medio al próximo retardo en la serie. Para retardos de alta precisión, con muy baja probabilidad de
traslape con el próximo elemento en la serie, el factor F será alto. Un factor F bajo significa que es
probable que la dispersión exceda la mitad del intervalo al próximo elemento en la serie y ocurra
probablemente un traslape entre los detonadores.
Cualquier muestra de retardos se puede clasificar de acuerdo a su factor F y la probabilidad de
traslape (asumiendo que los retardos adyacentes tienen el mismo factor) se puede calcular como se
muestra en la tabla 5.1.
RANGO DEL FACTOR F PROBABILIDAD DE
TRASLAPE (%)
0.0 – 0.5 50.0 –24.0
0.5 – 1.0 24.0 – 7.9
1.0 – 1.5 7.9 – 1.7
1.5 – 2.0 1.7 – 0.23
2.0 – 2.5 0.23 – 0.02
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Tabla 5.1. Probabilidades de traslape para varios factores F.
Las series convencionales de retardos eléctricos típicamente tienen un factor F entre 0.5 y 2, aunque
algunas de las nuevas series eléctricas disponibles en USA tiene un factor F en el rango de 5 a 10,
indicando una precisión extrema.
5.4.5. PROBABILIDADES DE ESTAR FUERA DE SECUENCIA.
La dispersión de retardos es del mayor interés cuando conduce a una detonación fuera de secuencia
y luego, la probabilidad de tales ocurrencias es un descriptor apropiado de la exactitud/precisión de
una serie de retardo. Del conocimiento de las medias y de las desviaciones estándares para cada uno
de los dos períodos nominales de retardo, la probabilidad de traslape se calcula de:
P
t
osd
n n
n n
= −
− −
+








+
+
1 1
1
2 2
φ
µ µ
σ σ
(72)
donde ( )φ x es la función de densidad de la probabilidad estándar normal acumulativa de la
variación estándar normal, µ y σ son las desviaciones medias y estándar de los dos retardos y t es
la separación mínima requerida entre iniciaciones sucesivas (por ej. 0 para detonaciones fuera de
secuencia).
La dispersión de retardo puede también ser de interés cuando los tiempos de iniciación de diferentes
tiempos de retardo lleguen a ser tan próximos que causen un refuerzo significativo de los niveles de
vibración y daño. La ecuación de más arriba también se puede usar para investigar la probabilidad
que cualquiera de los dos detonadores se inicie dentro de cualquier intervalo de tiempo especificado,
por ej. , 5 ms uno de otro. Puesto que muchas combinaciones no eléctricas usadas en canteras y
minas resultan en intervalos efectivos de retardos en el rango de 3 a 8 ms, este tipo de descripción de
exactitud de retardo puede ser particularmente pertinente con respecto al control de niveles de
vibración inducidos en el subsuelo.
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6. DAÑO POR TRONADURA Y ESTABILIDAD DE ROCAS.
Tronaduras exitosas producen material que se excava fácilmente, provocando una alta
productividad del equipo excavador, y que es fácilmente pasado a través del chancador primario,
permitiendo un alto rendimiento del chancador. Si la tronadura está logrando sus objetivos, las
metas de producción se pueden lograr más fácilmente y la operación estará en camino de
minimizar los costos totales de producción.
Si la tronadura no está logrando totalmente sus objetivos, los costos de producción aumentarán en
áreas tales como tronadura secundaria, carguío, mantención (excavadoras, camiones, silos,
parrillas, etc.), y chancado. La tronadura, por 1o tanto, tiene el potencial de influir en la economía
de la operación de muchos procesos aguas abajo, y para promover la eficiencia de la operación, los
operadores a menudo se equivocan sobre tronando.
Una complicación para la filosofía de la tronadura de producción es la a veces principal
preocupación de la estabilidad de los taludes - con respecto a ya sea la estabilidad a largo plazo de
aberturas permanentes o taludes finales, o la estabilidad a corto o mediano plazo de aberturas o
taludes provisorios. Las tronaduras adyacentes a estas estructuras deben aún lograr una extracción
económica de la roca, pero el impacto destructivo de los explosivos se debe reducir o aminorar
para mantener la integridad de la estructura final. Malas prácticas de tronadura pueden resultar en
la necesidad de trabajo adicional para estabilizar la excavación que queda después de la tronadura,
y un volumen de roca aumentado que debe removerse.
Estudios en literatura e historias de casos indican tres mecanismos principales por las cuales la
tronadura puede impactar en la estabilidad de estructuras de rocas cercanas, incluyendo la
generación de nuevas fracturas y grietas en roca previamente intacta (vibración controlada), la
dilatación de diaclasas por la acción de los gases de explosión de alta presión, y creación de
deslizamientos a lo largo de diaclasas orientadas desfavorablemente y de superficies de fracturas
(vibración controlada). De estos mecanismos, es importante reconocer que los dos primeros son
efectos de campo cercano que ocurren cerca de la zona de tronadura, mientras que el último puede
ocurrir a distancias de decenas o aún cientos de metros lejos de la tronadura.
6. l INFLUENCIAS DE LAS VIBRACIONES EN EL CAMPO LEJANO
La aceleración de partículas se relaciona frecuentemente al estado friccional de equilibrio que
existe entre los bloques en la masa rocosa, y se considera que tiende a bajar el coeficiente de
fricción de fracturas y planos de diaclasas orientados desfavorablemente. El análisis de aceleración
es un método comúnmente usado para investigar los efectos de ondas de esfuerzos dinámicos en
los bloques de roca, y su estabilidad alrededor de las excavaciones, y está basado en modelos para
predecir la influencia de terremotos en la estabilidad de los taludes. En teoría, los modelos de
elementos finitos dinámicos y de borde, tienden a análisis de estabilidad de masas rocosas, pero en
la práctica, los modelos analíticos no son capaces de predecir confiablemente fallamientos en
excavaciones debido a vibraciones inducidas por la tronadura. Lilly & Thompson (1992) atribuyen
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el fracaso general de estos modelos a las frecuencias muy diferentes entre los terremotos (con
frecuencias alrededor de l Hz) y tronaduras (frecuencias en el rango de 20 a 100 Hz), y a la corta
duración de las tronaduras. Lilly & Thompson prefirieron basar su análisis de estabilidad de un
talud formado completamente por tronadura en una relación entre el factor de seguridad y el nivel
de aceleración inducido por la tronadura.
El método de Lilly & Thompson está basado en observaciones y análisis de fallamientos, y puede
no ser confiablemente usado como una herramienta predictiva hasta que primero no sea calibrado
en un fallamiento. Es un método empírico para evaluar el estado de la estabilidad de una masa
rocosa bajo carga dinámica usando factores estáticos de seguridad. En su favor, el método
considera el estado de una masa rocosa después de la tronadura, por la que incorpora el estado de
fracturas inducidas par la tronadura y proporciona guías operacionales para operaciones de
tronadura en curso. Es importante señalar que Lilly & Thompson usan un método basado en la
aceleración para valorar la estabilidad de taludes después de la tronadura, en lugares remotos de las
operaciones de tronaduras, sin métodos dirigidos a controlar el daño en la tronadura. Bajo este
concepto sus métodos son más correctivos que preventivos.
El nivel peak de aceleración, oa , medido en unidades de g, y el nivel peak de velocidad Vo,
medido en mm/s, están muy relacionados por una onda vibracional sinusoidal de frecuencia f,
como se muestra en la ecuación:
oo Vfa 4
102 −
= π (73)
Puesto que la frecuencia de la vibración inducida par la tronadura es relativamente constante para
un lugar en particular, los factores que decrecen la velocidad de partícula peak también disminuirá
la aceleración de partícula peak. Además, debido a que es numéricamente más simple y confiable
diferenciar una onda de velocidad para obtener las formas de la onda de aceleración, el monitoreo
de vibraciones por la general involucra al uso de geófonos de velocidad más que de aceleración.
Sin embargo, tanto las formas de las ondas de aceleración y velocidad se pueden obtener de una
onda de velocidad o aceleración.
6.2 INFLUENCIA DE LA VIBRACION EN EL CAMPO CERCANO.
La velocidad vibracional de partículas se relaciona frecuentemente con la habilidad para inducir
fracturas frescas, a través de la relación entre la velocidad de partículas y la deformación de la
partícula, y está muy relacionada con la masa rocosa en la vecindad inmediata de los hoyos, donde
el impacto de la tronadura es más pronunciado. Debido a su relación con la deformación inducida,
el análisis de la velocidad de partícula tiene la habilidad de tratar métodos para controlar el grado y
extensión de las fracturas inducidas por la tronadura, sugiriendo un método de prevención más que
correctivo.
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Niveles altos de vibración pueden dañar la masa rocosa iniciando fracturas frescas o extendiendo y
dilatando fracturas existentes. En este contexto la vibración se puede considerar como una
deformación o esfuerzo en la masa rocosa. A niveles bajos de vibración, tales como a distancias
relativamente grandes de la tronadura, los niveles de deformación inducida son muy bajos para
provocar fracturamiento en la masa rocosa. A distancias más próximas, los niveles de esfuerzo son
suficiente para extender fracturas existentes, pero insuficiente para inducir fracturas frescas. Muy
cerca de los hoyos, los niveles de vibración serán suficientemente altos para inducir fracturamiento
en la roca de los alrededores:
ε =
PPV
Vp
(74)
Esta ecuación presenta la relación entre los niveles de vibración peak, PPV, y la deformación
inducida ε para una masa rocosa de velocidad de onda compresional Vp. De la Ley de Hooke, y
asumiendo un modo de fallamiento frágil de la roca, la velocidad de partícula crítica, PPVcritica
que puede ser resistido por la roca antes que ocurra un fallamiento por tensión, se puede calcular
conociendo la resistencia a la tensión σt, el módulo de Young E, y la velocidad de propagación de
la onda P, Vp, usando la ecuación:
E
V
MAX
pt
PPV
*σ
= (75)
La ecuación se puede simplificar asumiendo una razón de Poisson conservadora para la roca de
0.25. La versión simplificada requiere conocer sólo la velocidad Vp, la resistencia a la tensión σt
(estimada de la resistencia a la compresión como UCS/12), y la densidad de la roca, valores que
usualmente se conocen para la mayoría de los tipos de rocas y lugares:
rp
t
MAX
V
PPV
ρ
σ
*
2.1= (76)
Holmberg & Persson (1979) estimaron una PPV para rocas ígneas duras entre 700 y 1000 mm/s.
Aunque estos niveles de vibración se mostraron como indicadores confiables de daño incipiente,
daños fácilmente observables ocurren a valores 4 veces que para un daño incipiente.
Para estimar el nivel de vibración PPV a cualquier distancia X desde una tronadura que contiene
un peso Wt de explosivo, se usa una ecuación de carga escalar.
PPV K X Wt= −
* *α β
(77)
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Donde K, α y βson constantes específicas del lugar.
Para tronadura con hoyos múltiples, el término Wt generalmente se toma como la carga por retardo
y en algunos casos (Lilly & Thompson, 1992) es la carga total de todos los hoyos de la tronadura.
La definición más apropiada del término peso de la carga se determinará por regresión de datos del
lugar, aunque métodos modernos de predicción de vibración se concentran casi exclusivamente en
el peso de la carga por hoyo, y el uso de los modelos de la forma de onda elemental (McKenzie et
al, 1990), Anderson (1989), Blair (1990) remarcan particularmente la dificultad en definir el peso
de la carga, pero también usa el modelo de aproximación de la forma de onda elemental. La fig.
6.1 presenta datos de peso de carga escalar para tronaduras de superficie.
Sin embargo, estas ecuaciones sólo pueden aplicarse en el campo lejano, donde es válida la
suposición que existe una fuente puntual de vibración. En al campo cercano (muy cerca de los
hoyos donde el fracturamiento ocurre), la ec. 77 se debe modificar para tomar en cuenta la forma
cilíndrica larga de la carga. La ecuación para la predicción de vibración en el campo cercano, como
se muestra en la ec. 78, fue desarrollada por Holmberg & Persson (1979) y con los términos
explicados en la fig. 5.11.
( )[ ]
PPV K
dx
R R x
H
=
+ −










∫*
*tg
/
γ
φ
α
β α
α
0
2
0
2 2
0
(78)
Donde K, α y β son las mismas constantes que se muestran en la ecuación 77 y γ es la carga
lineal cargada en el hoyo (kg./m).
Holmberg & Persson (1979) dieron valores de K, βy α de 700, 1.5 y 0.7 respectivamente para las
condiciones de roca dura en Suecia.
La ec. 78 indica que el factor que tiene el mayor impacto en la vibración peak y en el daño no es el
peso de la carga por retardo como es evidente en la ec. 77, sino que más bien la carga lineal, que se
controla por una combinación de diámetro del hoyo y densidad de carga. Esta movida de alejar el
centro de interés del “peso de la carga por retardo” también se refleja en un reciente paper de
Anderson (1989) y Blair (1990).
Del conocimiento de las características de propagación de vibración de la masa rocosa y de la
relación entre la vibración y la deformación, es posible establecer contornos de fracturamiento
alrededor de un hoyo o HALO DE DAÑO. Estos halos representan la zona alrededor de un hoyo
en que el fracturamiento fresco ocurrirá como resultado directo de la vibración desde el explosivo
que detona en el hoyo. Tal diagrama de contorno proporciona una buena indicación de la cantidad
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de quebradura detrás de una tronadura, y la distancia mínima requerida entre la última fila y la pata
de la pared final.
La extensión de las fracturas existentes puede ocurrir a distancias significantes detrás de la zona
del fracturamiento fresco. Estas fracturas tenderán a ser terminadas por otras fracturas existentes o
planos de diaclasas, y pueden tener un impacto en la resistencia de la roca y en la estabilidad de la
masa rocosa. Un trabajo reciente hecho por Andrieux et al (1994) indica que los niveles de
vibración requeridos para causar extensión y dilatación de las fracturas pueden ser tan bajos como
300 mm/s. o PPVmax/4, en rocas duras.
En muchas operaciones, tanto mineras como civiles, la tronadura suave se lleva a cabo para
producir caras que no sólo son estables sino que también son tan suaves que se elimina la caída de
piedras sueltas. Donde se han efectuado tronaduras suaves es imperativo que las tronaduras
posteriores no produzcan sobre quebradura detrás de la exposición diseñada y el carguío del
explosivo en las filas de atrás (hoyos amortiguados) deben ajustarse para controlar estrictamente la
extensión del daño. El halo de daño se puede usar para examinar la extensión del daño potencial
alrededor de los hoyos para determinar el diámetro óptimo y las distancias entre las filas.
La fig. 6.2 muestra como el espaciamiento entre hoyos se puede seleccionar en la tronadura
perimetral para asegurarse que el daño a la roca está confinado dentro de la línea de precorte, para
alguna configuración de diámetro de hoyo y explosivo. El halo de daño es el primer paso
importante en el diseño de tronaduras controladas y se puede usar para determinar el carguío de los
hoyos perimetrales y distancias para otras cargas. Se puede aplicar a excavaciones de túneles y
cavernas, open pits y tronaduras subterráneas contra pilares o paredes colgantes.
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6.3 INFLUENCIA EN EL DESPLAZAMIENTO.
A medida que el explosivo sólido se convierte en gas, se desarrollan presiones extremas (mayores
que 1 GPa) que actúan en todas direcciones alrededor del hoyo. Inmediatamente ocurren
desplazamientos en todas las direcciones, pero está claramente limitado en aquellas direcciones
donde las fuerzas confinadas son mayores (detrás y debajo de los hoyos). En aquellas direcciones
donde existe una cara libre cerca de los hoyos, ocurrirá un movimiento. Para tronaduras normales
en banco, el grueso del movimiento ocurrirá hacia delante y, sólo un movimiento menor, ocurrirá
verticalmente.
-
Sin embargo, el desplazamiento vertical ocurrirá siempre, comenzando desde el centro de la carga
en el hoyo, continuando hasta que la presión de hoyo disminuya por el movimiento hacia delante
del burden. Los desplazamientos serán mayores en la vecindad de la cara libre, puesto que las
resistencias de retención son menores en esta parte de la masa rocosa. La cantidad de movimiento
vertical puede minimizarse disminuyendo el tiempo ante que ocurra el movimiento hacia delante.
A medida que la roca sobre la base del hoyo se presurice y sea empujada hacia arriba, se dilatarán
las fracturas y diaclasas no orientadas verticalmente, permitiendo que los gases de alta presión
penetren en la masa rocosa. Esta penetración del gas en la masa rocosa y la dilatación de las
fracturas, producirá desplazamiento vertical adicional de la roca alrededor del hoyo.
Aún después que los gases de la explosión se han ventilado y la presión de hoyo removida, hay un
desplazamiento vertical permanente. Las fracturas dilatadas no retornan a su estado original de
cerrado y el número de puentes de rocas intactos a través de los planos de fracturas se pueden ver
grandemente reducidos, reduciendo considerablemente la resistencia al corte de los planos más
débiles, y posiblemente el ángulo de fricción peak de la masa rocosa. En esta condición, la masa
rocosa es más susceptible a un fallamiento inmediato, pero también más susceptible a
deslizamientos inducidos por vibración por la operación de tronadura que pueden estar
relativamente lejanas de la locación (por ejemplo a cientos de metros).
Tanto la penetración del gas como la dilatación de fracturas se han medido en estudios de terreno
de tronadura de rocas. La fig. 6.3 muestra como la presión dentro de un hoyo sellado detrás de un
hoyo de tronadura primero registra una presión negativa, causada por un esponjamiento vertical la
dilatación de fracturas horizontales, seguida por un incremento de la presión sobre la presión
ambiental a medida que los gases de explosión se filtran a través del sistema de fracturas dilatadas.
El monitoreo establece que la dilatación ocurre antes de la penetración del gas, de manera que la
penetración del gas es probablemente un síntoma más que una causa de la dilatación de las
fracturas detrás de los hoyos.
El esponjamiento se ha confirmado con mediciones de extensómetros y se puede medir a decenas
de metros detrás de la tronadura, más allá del rango del rango de los gases infiltrados. Aún cuando
las densidades de carga de los hoyos son muy bajas, como en el precorte, desplazamientos
verticales significantes se pueden aún medir detrás de los hoyos.
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El objetivo primario de diseño cuando de truena contra caras finales (tronaduras perimetrales) es
por lo tanto minimizar el tiempo sobre el cual la presión de hoyo puede actuar contra la roca
circundante. Para el diseño de precorte, por ejemplo, esto significa que los hoyos no se deben
taquear. Para el de recorte, el burden se debe reducir sustancialmente (aumentando el factor de
carga), promoviendo el movimiento del material del burden. Ambos métodos de controlar el
tiempo durante el cual los gases de explosión actúan, tenderán a producir un ruido y niveles de
sobre presión muy altos que las cargas normalmente confinadas, pero tendrá menos impacto en la
condición de la pared final.
El diseño de las tronaduras perimetrales no tiene que ser un compromiso entre la fragmentación y
la estabilidad, pero requiere un diseño especializado usando comúnmente hoyos de pequeño
diámetro, burdens reducidos y densidades bajas de carga de explosivos en las filas posteriores de la
tronadura. El limitar el peso de la carga explosiva por retardo, probablemente, no influirá en el
grado de desplazamiento, especialmente cuando los hoyos que comparten el mismo retardo están
separados. Se espera que el peso de la carga por hoyo tiene una influencia más directa en el
desplazamiento.
6.4 DISEÑO DE TRONADURAS DE CONTORNO.
Se está haciendo más y más frecuente, para las especificaciones de tronadura, incluir un control
estricto sobre la calidad en términos de estabilidad de las caras finales expuestas. Para lograr las
especificaciones requeridas, se han desarrollados diseños especializados de tronadura y han
adoptado el nombre general de diseños de tronaduras de contorno, o diseños de tronaduras suaves.
En general, la tronadura de contorno es más costosa que la convencional, pero pueden haber
muchos beneficios aguas abajo que pueden contrarrestar el tiempo adicional y el costo asociado
con tronaduras de contorno, incluyendo:
1. Una reducción en la cantidad de roca a ser removida (ciclos de carguío y costos de
transporte reducidos durante la excavación).
2. Una reducción en la cantidad de relleno de hormigón para mantener los perfiles diseñados
de excavación.
3. Una posible reducción en la cantidad de soporte del terreno, dependiendo de las
especificaciones de soporte inicial.
4. Una reducción en el tiempo requerido en preparar las caras expuestas para el soporte de la
roca.
5. Una dilución reducida causada por el sobre quiebre.
6. Seguridad mejorada.
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Los métodos comunes adoptados en la tronadura de contorno incluyen el precorte, el recorte y la
tronadura suave. La tronadura suave, es idéntica en la geometría de diseño que el recorte, pero
difiere en la secuencia de iniciación. En el recorte, todos los hoyos (o al menos grupos de hoyos) se
detonan instantáneamente, mientras que en la tronadura suave, los hoyos del contorno se inician de
a uno o en pares. Todos los métodos ayudan a producir una superficie que es suave, estables y libre
de material suelto. Las características de diseño comunes a todas las formas de tronaduras de
contorno son:
1. Reducir la cantidad de explosivo en los hoyos contra la pared final, y aún en la penúltima
fila de hoyo.
2. Aumentar la densidad de perforación para proporcionar una mejor distribución de explosivo
a través de la masa rocosa, y proporcionar una línea acentuada de quebradura.
3. Ajustar el tiempo de iniciación para mejorar la interacción entre los hoyos adyacentes.
Tal vez los dos aspectos más importantes del diseño de tronadura de contorno son la determinación
de la densidad de carga más apropiada de explosivo dentro del hoyo, y la distancia mínima entre la
cara final y el hoyo más cercano.
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6.4.1 DENSIDAD DE CARGA.
Las densidades de carguío de los hoyos generalmente se reducen en los hoyos de contorno con
estructuras sensibles para reducir la presión de hoyo peak. Durante la detonación, los explosivos
totalmente acoplados ejercen una presión de hoyo peak Pb aproximadamente igual al 45% de la
presión de detonación y es dependiente de la densidad ρ y la velocidad de detonación VOD del
explosivo de acuerdo a la ec. 79:
2
exp ***45.0 VODkPb ρ=
(79)
Donde la constante k es aproximadamente 0.25 para los explosivos comerciales. Para el Anfo, de
una densidad de 0.85 gr./cc y una velocidad de detonación de 3.500 m/s, se generará una presión
peak de hoyo de 2.3 GPa. Una emulsión con acoplamiento completo en el hoyo, con densidad de
1.2 gr./cc y un VOD de 5.500 m/s, generará una presión peak de hoyos de casi 6.26 GPa. Estas
presiones exceden las resistencias a la compresión de la roca que es generalmente menor a 250
MPa, o como máximo la décima parte de las presiones peak de hoyo.
En las tronaduras de contorno, presiones peak de hoyo se reducen a casi levemente más que la
resistencia a la compresión de las rocas a ser tronadas. Esta reducción generalmente se lleva a cabo
reduciendo la densidad efectiva del explosivo, ya sea diluyendo el explosivo con un inerte o
desacoplándolo de la roca. Cuando un explosivo se desacopla de la roca, el hoyo se llena
parcialmente con el explosivo, de manera de que se logre una gran reducción de la PRESIÓN
PEAK DE HOYO a medida que los gases de explosión se expanden para llenar completamente el
volumen del hoyo.
El desacoplamiento lateral de un explosivo se logra cuando el diámetro del explosivo es menor que
el diámetro del hoyo. Por otro lado, los tacos intermedios de aire, involucran el uso de explosivo
completamente acoplado por sólo una fracción de la longitud del hoyo, con una columna de aire u
otro material inerte entre las cargas explosivas y el taco superior.
La cantidad a la cual se reduce la presión peak de hoyo depende por lo tanto del grado de
desacoplamiento. Para una carga desacoplada lateralmente, si el diámetro del explosivo se reduce a
un tercio del diámetro del hoyo, entonces la presión peak se reducirá a aproximadamente un
noveno (asumiendo un comportamiento ideal del gas) del que produce una carga completamente
acoplada. Generalmente la reducción es mayor que esto, debido a que la mayoría de los explosivos
muestran una disminución en el VOD a medida que disminuye el diámetro de carga y el grado de
confinamiento (FIG. 6.4). Para una aproximación razonable, la presión peak de hoyo de una carga
desacoplada Pb
*
, se puede determinar desde el conocimiento de la razón de acoplamiento, fc
(definida como la relación del volumen de la carga al volumen del hoyo), la densidad del explosivo
y la VOD como se muestra en la ec. 80:
b
n
cb PfP **
= (80)
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Donde el exponente n varía de 1.2 a 1.3. La literatura informa de algunas ecuaciones con un
exponente de 2.4 ó 2.6, pero estas ecuaciones usan una definición diferente del factor de
acoplamiento igual a la relación entre el diámetro de carga y el diámetro del hoyo.
Aunque el precorte y el recorte se han usado exitosamente usando grandes grados de acoplamiento
para reducir la presión peak de hoyo a niveles iguales a la resistencia a la tensión de la roca, la
mayoría de los precortes se realizan con diámetro de carga entre un cuarto a un medio del diámetro
de hoyo, reduciendo la presión por un factor de 5 a 30.
El carguío del perímetro generalmente utiliza una densidad de carga entre 0.5 a 1 kg/m2
, donde el
área se refiere al área de la sección transversal de influencia de la carga (o sea, el espaciamiento
por la altura del banco). La selección de la combinación de la densidad de carga y el espaciamiento
es importante para lograr una pared final de alta calidad. Los requerimientos de perforación se
pueden reducir usando una densidad de carga más alta pero a expensas de aumentar el daño de la
roca detrás de la tronadura. La fig. 6.5 muestra contornos de daños calculados alrededor de los
hoyos para diferentes densidades de carga.
Los métodos más comunes para reducir la densidad de carguío en los hoyos son: las cargas
desacopladas lateralmente (diámetro de carga menor que el diámetro del hoyo), tacos intermedios
de aire, explosivos de baja densidad formados por mezcla de explosivos con material inerte tales
como poliestireno, sal, nitrato de sodio, etc.
En las tronaduras de contorno, tan importante como la selección de la densidad de carga correcta
de los hoyos en los hoyos del contorno, es la densidad de carga de los hoyos adyacentes a los del
contorno. El explosivo acoplado por completo en hoyos colocados muy próximos a los cargados
con carga liviana, producirá un daño que se extiende detrás de los hoyos del contorno, como se
indica en la fig. 6.6. La apariencia de las caras después de tronadura indicará si la tronadura de
contorno no fue exitosa, pero la falla real puede estar en los hoyos adyacentes. Será frecuentemente
necesario además ajustar la densidad de carga en los hoyos adyacentes a los del contorno.
6.4.2 GUIAS PARA EL DISEÑO.
Como las caras inclinadas son más estables que las verticales, es mejor, a menudo, inclinar las
caras finales en las tronaduras de contorno que se realizan en operaciones de superficie.
La práctica de pasaduras debe evitarse en las tronaduras de contorno, ya que reduce la estabilidad
de la cara inmediata al piso.
El grado de desacoplamiento más efectivo parece ser con cargas con un diámetro entre un tercio a
la mitad del diámetro del hoyo. Un desacoplamiento mayor se puede lograr usando cartuchos a
diferentes espaciamiento. Para ayudar a calcular el espaciamiento de cartuchos Sc, requerido para
lograr un grado específico de desacoplamiento, se puede usarla siguiente fórmula:
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
L
Rd
w
S
ch
c −





Π
=
***
4
2
ρ
(81)
Donde w es el peso del cartucho (Kg), ρ es la densidad del explosivo en el cartucho (gr./cc), dh es
el diámetro del cartucho (m), Rc es la relación de acoplamiento deseada y L es el largo de los
cartuchos usados (m).
En terrenos muy débiles, los hoyos del perímetro con taco pueden crear cráteres, excesivo daño en
el collar del hoyo, especialmente si la relación de acoplamiento es relativamente alta. En estos
casos, puede ser mejor dejar los hoyos sin taco. Por lo general, el taco se coloca a una longitud
aproximada de 15 veces el diámetro del hoyo.
Buenas estimaciones para el burden B y espaciamiento S para las tronaduras suaves y recortes se
pueden obtener de:
k
B
γ
25.1= (82)
BS 8.0= (83)
Donde k es el factor de carga diseñado (kg./m3
) y γ es la concentración lineal de carga (kg./m).
Para túneles, los valores típicos de k varían entre 0.5 a 0.75 kg./m3
y para operaciones de
superficie, desde 0.3 a 0.6 kg./m3
.
Buenas estimaciones de espaciamiento para precorte se obtienen de:
p
S
γ
= (84)
Donde p es la concentración de carga de la sección transversal a través del diseño (kg./m2
, donde el
área es igual al espaciamiento por la altura del banco) y γ es la concentración lineal de carga a lo
largo del hoyo (kg./m).
En precortes en superficie, los valores normales de p están en el rango de 0.3 a 0.7 kg./m2
y para
aplicaciones subterráneas desde 0.5 a 1 kg./m2
.
Workman y Calder (1991) y Barnes (1988), usan la siguiente ecuación para estimar el
espaciamiento S de los hoyos de precorte con hoyos grandes, aplicada a las minas de carbón de
superficie, basada en la resistencia a la tensión T de la roca involucrada:
( )
T
TP
dS b +
=
*
(85)
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
Donde d es el diámetro del hoyo, P*
b es la presión de hoyo desacoplada.
Debido a que el desempeño del precorte es muy dependiente de la exactitud de la perforación, la
longitud de los hoyos se debe limitar a aproximadamente 150 diámetros de hoyo, por lo que se
debe poner especial atención a la exactitud de la perforación.
6.4.3 DISTANCIA MINIMA.
Cuando se estima la distancia mínima entre los hoyos del perímetro y la próxima fila de hoyos se
debe considerar el efecto de la dilatación de fracturas debido al levantamiento vertical,
especialmente en operaciones de tronaduras en bancos de gran tamaño. Bajo un alto grado de
fijación, las cargas de grandes diámetros en las filas posteriores pueden producir cráteres extensos
creando una zona de levantamiento vertical que se puede extender hacia atrás a distancias mayores
que la altura del banco.
Llega a ser muy importante al diseñar tronaduras de contorno asegurarse que el grado de fijación
de las cargas no aumente, como resultado de reducirse la densidad de carga en los hoyos. Una
carga pequeña, sobre confinada, con tacos de aire por ejemplo, puede crear más daño a través de la
dilatación de fracturas que con una carga grande, completamente acoplada con un bajo grado de
fijación. El requerimiento primario en las tronaduras de contorno es usar una densidad de carga
reducida, con una buena distribución de carga y esto no requiere necesariamente una reducción del
factor de carga.
Para bancos altos, tales como de 45 m en una mina de carbón, la dilatación de fracturas serán
mínimas excepto en los 10 m superiores del banco. En bancos relativamente bajos, como de 15 m
en grandes rajos, donde se usan hoyos de gran diámetro, puede producirse dilatación de fracturas
significantes a lo largo de todo el alto del banco. En este último caso, puede ser razonable asumir
craterización debido a la última fila de hoyos, que se extenderá hacia atrás por una distancia al
menos igual a la profundidad a que está enterrada la carga.
El efecto de la dilatación de fracturas en la estabilidad de las caras expuestas dependerá de la
orientación de las fracturas y de la rugosidad de las superficies de las mismas. Ciertamente, si la
apertura de las fracturas aumenta, la resistencia al corte disminuye.
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
7. IMPACTO AMBIENTAL
Con el aumento de las restricciones ambientales en los niveles de perturbación inducidos por las
operaciones de tronaduras cerca de áreas residenciales, hay un aumento en la necesidad de ser
capaz de diseñar tronaduras con mayor precisión. Las restricciones ambientales en la vibración del
subsuelo por las tronaduras varían alrededor del mundo desde 2 mm/s a 25 mm/s, y en un rango
similar para la sobre presión de las tronaduras de aire.
Las restricciones ambientales en los niveles de vibración inducida y sobre presión han llegado a ser
tan demandantes que muchas operaciones están incurriendo en multas de costos significativos para
cumplir con los niveles requeridos. Las multas se incurren cuando se disminuye el tamaño de las
tronaduras, se disminuye la altura de los bancos y se disminuye el diámetro de los pozos. Todos
estos factores son tendientes a reducir el número de toneladas que se pueden producir o excavar
por hombre turno, y por lo tanto tienden a aumentar los costos de extracción.
Como resultado, es necesario para muchas operaciones minimizar estas multas diseñando
tronaduras para lograr niveles de vibración y perturbación por sobre presión tan cercanos a los
niveles permisibles como sea posible.
7.1 SOBRE PRESIÓN
Las ecuaciones 86 y 87 son comúnmente usadas para la predicción de sobre presión, e indican que
como la vibración, los niveles peak se controlan por el peso de la carga explosiva por retardo, y por
la distancia desde los pozos.






−= 3/1
log244.164
tW
D
dBL (86)
o alternativamente:
2.1
3/1
3300
−






=
tW
D
Pa (87)
donde dBL es el nivel de decibeles de sobre presión (relación lineal), D es la distancia desde el
pozo (m), Wt es el peso del explosivo detonando por retardo (kg), Pa es el nivel de sobre presión
medido en Pascales. El término D/Wt
1/3
se refiere a la distancia escalar de la sobre presión, aunque
el término es diferente al de la distancia escalar de la vibración.
Las ecuaciones 86 y 87, aunque representan las ecuaciones de mejor ajuste para describir una gran
base de datos de sobre presión, no proporcionan una indicación del grado de dispersión de los
datos o de la confianza en la predicción de los niveles usando la ecuación. La fig. 7.1 presenta
algunos datos de la literatura, ploteados en comparación con los de las ecuaciones 86 y 87. La
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
comparación demuestra lo inadecuado de la ecuación para predecir exactamente los niveles de
sobre presión de una tronadura, con una dispersión total en niveles que exceden a 20 dBL en
cualquier valor de la distancia escalar.
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7.1.1FUENTES DE SOBRE PRESION
La inadecuación de las ec. de sobre presión parcialmente es el resultado de la variabilidad en los
mecanismos básicos que produce la sobre presión. Los datos de la fig. 7.1 incluyen casos de
eyección de taco, soplos en la cara libre, sistemas de iniciación expuesta, tronaduras desconfinadas
y tronaduras normales bien controladas.
Pueden haber varias fuentes de sobre presión desde un evento de tronadura, incluyendo el sistema
mismo de iniciación (particularmente cuando se usa en superficie cordón detonante), el venteo de
gases de explosión ya sea a través del collar del hoyo o a través de la cara libre, la vibración de la
masa rocosa y el movimiento de la roca en la cara del banco.
Se acepta comúnmente que los peaks de sobre presión se producirán por el venteo de los gases de
explosión y que después de su eliminación la próxima mayor contribución ocurre como resultado
del movimiento de la roca en la cara del banco. La literatura además sugiere que el nivel mínimo
posible de sobre presión en un lugar será el producido por el movimiento del subsuelo en el punto
de monitoreo.
Los resultados de estudios detallados recientes sugieren que después que el venteo se ha eliminado
los niveles peak de sobre presión son causados por la vibración en la cara del banco.
El examen de la foto de la fig. 7.2 (el banco inferior) por ej., no muestra evidencia de eyección de
taco o venteo de gases de explosión de alta presión desde la tronadura. La respuesta de sobre
presión, medida a una distancia de aproximadamente 300 m, se muestra en la fig. 7.3. Esta
respuesta es típica de la mayoría de las tronaduras en canteras bien controladas, en que el nivel
peak de sobre presión se logra muy tempranamente en la tronadura desde los 2 ó 3 primeros hoyos.
En el instante cuando se tomó la foto, el nivel peak de sobre presión ya se ha registrado y los
niveles han caído a 115 dBL o menos. Los esfuerzos para controlar la sobre presión no son capaces
de reducir los niveles peaks debajo de 115 dBL y se debería concentrar en la respuesta de los
primeros 2 ó 3 hoyos.
Experimentos simples que involucran medición simultánea de niveles de vibración y sobre presión
revelan una relación lineal entre ambos parámetros (fig. 7.4). Esta relación muestra como la
vibración produce su propia fuente de sobre presión. La vibración en la cara del banco se convierte
en sobre presión que luego se propaga a la velocidad característica del sonido a través del aire,
llegando a la ubicación del monitor significativamente después que las vibraciones que se
propagan por el subsuelo. En el lugar del monitoreo la vibración también produce una señal de
sobre presión, explicando porqué hay siempre una amplitud baja, precursora de la señal de sobre
presión, llegando al mismo tiempo que la onda de vibración, antes de la medición de la señal
principal de sobre presión.
Evidencia adicional de que la vibración produce el pulso de sobre presión se ve en la fig. 7.5,
mostrando la similitud en las formas de ondas para vibración en la cara de una pared de ladrillos, y
la sobre presión muy cerca de la pared cuando esta es golpeada con un martillo grande.
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Los datos de la fig. 7.4 indican claramente una relación lineal entre el nivel de vibración y el nivel
medido de sobre presión usando una aproximación lineal. La sobre presión inducida por la
vibración (medida en Pascal) es directamente proporcional al nivel de vibración, de acuerdo a la
ecuación:
PPVPa 38.0= (88)
donde Pa es el nivel de sobre presión medido en Pascal y PPV es el nivel de vibración medido en
mm/s.
La ec. anterior predice que el nivel de vibración de 2650 mm/s producirá un nivel de sobre presión
de aproximadamente 1000 Pa (154 dBL) y que el nivel de vibración de 10 mm/s en el subsuelo
producirá un nivel de sobre presión de 3.8 Pa (106 dBL).
Los resultados de predicción usando la ec. 88 están en concordancia con otra literatura (Siskind et
al, 1980), y por lo tanto debe considerarse razonable esperar niveles esperados altos de sobre
presión a ser generados en la cara del banco, o en la superficie de una tronadura totalmente
confinada, debido sólo a los niveles de vibración inducida que ocurre antes de cualquier
desplazamiento inducido por el gas.
En muchas tronaduras los niveles altos de sobre presión se experimentan a pesar de la eliminación
completa de venteo ya sea desde la boca de los hoyos o desde la cara del banco. Además, el
monitoreo usando registros de video sincronizado y de formas de ondas totales indica que el nivel
peak de sobre presión a menudo se lleva a cabo antes de cualquier movimiento detectable en la
cara del banco.
La conclusión de estas observaciones es que el nivel de peak máximo de sobre presión, al menos
en casos donde el venteo y eyección de taco ya se ha eliminado, sólo se puede producir por los
niveles de vibración o choque producidos en la cara del banco por la detonación del explosivo, y
que el movimiento de la roca juega un papel secundario en la generación de la sobre presión.
Si la vibración de la cara es una fuente principal de sobre presión, el nivel peak de sobre presión se
puede reducir disminuyendo el nivel peak de vibración. Usando la forma de campo cercano de la
ecuación de la distancia escalar para calcular los niveles de vibración inducida muy próximo a la
tronadura, el nivel de vibración en la cara del banco se puede calcular para cualquier diámetro y
longitud de hoyo, con explosivo de cualquier tipo y potencia. Aplicado al caso de un banco de 12
m y un hoyo de 75 mm de diámetro y una longitud de 13 m (1 m de pasadura) y cargado con Anfo
vaciable, el nivel de vibración calculado en la cara frente a los hoyos es aproximadamente 1750
mm/s. De la ecuación 88 el nivel de sobre presión calculado en la cara del banco es alrededor de
150 dBL, y este nivel se reducirá a la razón de 7 a 9 dBL por el doble de la distancia.
En la ausencia de venteo los niveles peak de sobre presión siempre se han observado que se
generan por los hoyos de la cara y frecuentemente por el primer hoyo que detona. Esto
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inmediatamente sugiere que las tronaduras con 3 y 4 filas de hoyos tendrán menos impacto
ambiental que las con el mismo número de hoyos y sólo una o dos filas. Además, tronaduras
grandes detonadas menos frecuentemente, producirán menos impacto ambiental que tronaduras
pequeñas tronadas frecuentemente. Para reducir el impacto ambiental de la sobre presión, es
necesario reducir el número de hoyos tronados en la cara libre y la frecuencia de tronaduras.
Para reducir más el nivel de sobre presión, el nivel de vibración en la cara del banco se puede
reducir de varias maneras:
1. Introduciendo un taco de aire en cada hoyo de la cara libre, reduciendo a la mitad la
cantidad de explosivo en esos hoyos relativos a otros. Usando la ec. de Holmberg &
Persson se verá que esto reducirá el nivel de vibración en la cara desde 1750 a 1100 mm/s,
produciendo una reducción en la sobre presión de alrededor de 5 d BL. Note que el taco de
airee se introduce frecuentemente sin cambiar el burden y espaciamiento en la primera fila
de hoyos.
2. Reduciendo el diámetro del hoyo sólo en la primera fila. Usando la ec. de Holmberg &
Persson, una reducción en el diámetro del 20%, mientras se mantiene un burden constante,
reducirá los niveles de vibración en la cara del banco alrededor de un 30%, produciendo
una reducción de casi 3 dBL.
3. Aumentando el burden de la primera fila relativo al burden de las otras. Usando la ec. de
Holmberg & Persson, un aumento en el burden de la primer fila en un 20% disminuirá los
niveles de vibración en la cara del banco en casi 20%, produciendo una reducción de casi 2
dBL.
Se han detonado tronaduras completas utilizando tacos de aire de 50% en todos los hoyos de la
cara libre. Los niveles de sobre presión a los 180 m se redujeron de 132 dBL a 127 dBL, de
acuerdo con las reducciones esperadas indicado por las reducciones calculadas en los niveles de
vibración. Estas reducciones se han logrado en conjunto con un aumento en el tamaño promedio de
las tronaduras, al aumentar el número de filas. El éxito sin embargo requiere además que la
eyección de taco debe ser eliminada totalmente.
Todas las formas de más arriba de reducción de sobre presión pueden causar un aumento en el
porcentaje de material de sobre tamaño generado en la primera fila, especialmente si la masa
rocosa es dura y en bloques. Los métodos también reducen considerablemente la velocidad del
movimiento del burden, de manera que la pila resultante es considerablemente más alta y menos
dispersa. Esto puede presentar algunos problemas para algunos tipos de excavadoras.
Una alternativa que se ha implementado exitosamente es usar una de las modificaciones de diseño
de más arriba a sólo unos pocos hoyos de la primera fila a iniciar. Esto se ha realizado en
situaciones donde los niveles peak de sobre presión se generan consistentemente por el primer
hoyo a detonar y se han logrado consistentemente reducciones en casi 3 dBL.
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Cambios en fragmentación debido a la reducción de cargas de sólo la fila frontal no se ha
observado. Esto es posible debido a que la fila frontal generalmente produce una fragmentación
relativamente gruesa de cualquier forma, como resultado del pre acondicionamiento de la
tronadura previa. Generalmente la fragmentación se ha mejorado al aumentar el número de filas,
ya que la fuente del boloneo parece ser la primera y última fila de la tronadura.
7.2 VIBRACION DEL SUELO.
Los niveles de vibración del suelo generalmente se predicen usando ecuaciones tales como la de
USBM:
6.1
2/1
1143
−






=
tW
D
PPV (89)
Donde PPV es la velocidad de partícula peak (mm/s), D es la distancia entre el punto de monitoreo
y los hoyos de la tronadura, Wt es el peso del explosivo que detona por retardo (Kg). El término
2/1
/ tWD se refiere a la distancia escalar de vibración, y es diferente de la distancia escalar de
sobre presión.
Si la PPV calculada para la ecuación de la USBM se compara con los valores obtenidos usando los
parámetros de vibración de Suecia (sección 6.2), se obtienen resultados muy similares, aún que las
constantes suecas indican que el término peso de la carga escalar no es completamente igual que la
raíz cuadrada usada por la USBM.
En general, la ecuación de la USBM entrega valores razonables del nivel de vibración, pero los
usuarios deben, nuevamente, tomar en cuenta que la desviación estándar para esta ecuación es alta,
de manera que para un nivel de predicción medio de 5 mm/s, el valor real se puede esperar que esté
en el rango de 2.5 mm/s a 10 mm/s. Expresado en forma diferente, para asegurarse que el nivel de
vibración sea menor que 5 mm/s en el 95% de los casos, el operador de tronadura debe diseñar
para un nivel promedio de alrededor de 2.5 mm/s.
Desventajas adicionales asociadas con las ecuaciones normales de vibración, se relacionan con su
inhabilidad para predecir los efectos de varios aspectos importantes de diseño tales como la
secuencia de retardo, los intervalos de retardo y el número de hoyos de tronadura.
Se sugiere un modelo alternativo para aplicaciones muy específicas, que permitirá una evaluación
exacta de los efectos al variar todas las variables de diseño de tronadura y permitirá una estimación
de la estadística de la dispersión de la vibración, pudiéndose determinar de 90 o 95 percentiles de
vibración. El modelo está basado en la medición de la respuesta de la vibración desde un solo hoyo
y en el principio de la super posición.
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7.2.1 EL MODELO DE LA FORMA DE ONDA ELEMENTAL.
El principio de superposición, establece que siempre y cuando las respuestas separadas de la
vibración del suelo se puedan describir como elásticas lineales, la vibración resultante de dos o
más fuentes se puede obtener por una simple adición de dos respuestas separadas, tomando en
cuenta sus fases. El procedimiento se demuestra en al fig. 7.6 para dos hoyos separados por 23 ms.
La aproximación fue usada por Blair (1987) y Hulmes et al (1987) para modelar la respuesta del
subsuelo a la vibración causada por 1000 cargas retardadas detonando en una gran tronadura
subterránea.
Está implícito en la aplicación de este modelo la suposición de que las formas de los pulsos de
vibración y sus amplitudes de hoyos con cargas idénticas, serán las mismas. Las suposiciones de la
validez del principio de superposición y la reproducibilidad de la forma de la onda de vibración se
pueden confirmar experimentalmente.
La fig. 7.7 muestra formas de ondas de vibración grabadas de 4 hoyos separados de tronadura,
medidas en la misma ubicación, aproximadamente 500 m. Las dos formas de ondas de la parte
superior, se grabaron en un día sin mover los geófonos triaxiales entre los disparos. Las dos de la
parte inferior fueron detonadas 4 meses más tarde, usando explosivos de diferente tipo y medidos
en la misma ubicación que los disparos previos, aunque la sonda de vibración se removió y se
relocalizó. La fig. también muestra las cargas de cada hoyo.
La similitud de la forma no sólo entre las señales grabadas en el mismo día sino que también entre
los dos sets de señales, confirma la suposición de reproductibilidad en las formas de ondas para
estos estudios.
7.2.2 SUPERPOSICION DE FORMAS DE ONDAS.
Puesto que el tiempo de iniciación exacto de cada hoyo rara vez se conoce, se realiza la simulación
de Monte Carlo, basada en la determinación experimental de la dispersión de los retardos usados
en la tronadura. La forma de onda elemental de un solo hoyo se añade a ella misma, después de un
adecuado retardo para cada hoyo. Los tiempos de disparo son variados y distribuidos normalmente
alrededor del tiempo de disparo nominal, de manera que se produce una forma de onda diferente
para cada simulación.
Debido a que el grado de interacción entre cada forma de onda elemental sucesiva también varía
con el tiempo de iniciación de cada hoyo individual para cada simulación, las amplitudes peaks de
vibración para cada simulación también varían. Al grabar los niveles peaks para cada simulación, y
repitiendo la simulación muchas veces, el modelo es capaz de obtener estimaciones de dispersión,
de manera que se pueden determinar niveles de vibración de 95 percentiles.
Se debe notar inmediatamente que el nivel de vibración para una tronadura multi hoyo es
considerablemente mayor que el de un solo hoyo. El tipo de ecuación simple de la USBM, sin
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embargo, indica que los niveles deberían ser iguales, ya que el factor que controla el nivel peak en
estas ecuaciones es el peso de la carga por hoyo.
Para predecir los niveles de vibración de tronaduras de producción en una ubicación específica,
primero es necesario establecer la respuesta de un solo hoyo en esa locación para hoyos detonados
en varias ubicaciones alrededor del sitio.
Aunque la reproductibilidad de la forma de onda de hoyos solos en una proximidad cercana unos a
otros se verifica experimentalmente y fácilmente, se debe observar que hay una variación mayor en
las amplitudes de la onda. La variabilidad puede ser tan alta como un factor de 2 ó más y no se
puede explicar variando los pesos de las cargas, sugiriendo que existen otros factores que ejercen
una fuerte influencia sobre los niveles peaks de la vibración inducida.
Los factores primarios esperados que influyen los niveles de vibración inducida son:
1. El grado de confinamiento, o la cantidad de burden de los hoyos y la competencia de la
roca alrededor de las cargas (grado de fijación).
2. El grado de saturación de agua, afectando al grado de acoplamiento de la energía de choque
a la roca.
3. La eficiencia de la detonación del explosivo, afectando la partición de la energía de choque
y de levantamiento del explosivo.
La mayoría de estos factores están más allá del control del operador de tronadura y actúan para
aumentar la variabilidad de los niveles de vibración que se pueden esperar de diseños con cargas
“idénticas”. El acoplamiento variable en el monitor es otra influencia que se puede eliminar en el
simple experimento de no alterar los sensores de vibración entre los disparos sucesivos de los
hoyos solos. Bajo condiciones normales, cuando los sensores se reinstalan para cada monitoreo, la
eficiencia de acoplamiento contribuirá a la dispersión de los datos. Las estaciones permanentes de
monitoreo son una forma de evitar este problema.
7.2.3 EL FACTOR DE ACOPLAMIENTO.
Se ha observado, durante estudios de terreno de monitoreo de vibraciones de un solo hoyo, que
cuando los niveles de vibración de hoyos con carga similar difieren marcadamente, las curvas de
atenuación de la vibración muestran desplazamiento vertical. Esto es, la pendiente de las curvas de
atenuación permanece constante pero la intersección vertical cambia.
La fig. 7.8 muestra las curvas de distancia escalar para dos hoyos simples medidos en 5
ubicaciones simultáneamente. Claramente cada curva de distancia escalar indica un
comportamiento muy similar, pero igualmente nítido hay una interferencia vertical considerable
entre las diferentes curva. A pesar de la similitud de las formas de ondas, cada hoyo simple
detonado produjo una curva de distancia escalar con la misma pendiente promedio pero con una
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intersección diferente, indicando una variabilidad en la amplitud inicial de los hoyos. Esto refleja
una diferencia en el acoplamiento de la energía.
La variabilidad de las amplitudes de la onda elemental, por lo tanto, se interpreta como una
variabilidad en el peso “aparente” del explosivo en el hoyo. En algunos casos, 10 Kg de explosivo
produce la vibración equivalente a 20 Kg de carga, y en otras ocasiones producen el equivalente a
5 Kg de explosivo. El término factor de acoplamiento se usa para definir el “peso aparente de la
carga” de acuerdo a la ecuación:
tt WCFW app
*= (90)
Donde apptW es el “peso de la carga aparente”, CF es el factor de acoplamiento y Wt es el peso
real del explosivo en el hoyo.
El peso de la carga aparente, cuando se aplica a la ecuación 90, altera la intersección de la curva de
la atenuación de la vibración y coloca todos los datos en la misma línea de regresión, como se
muestra en la fig. 7.9 para los datos de la fig. 7.8. El rango de los factores de acoplamiento
requerido para normalizar los datos de vibración en esta forma puede variar sobre intervalos
diferentes para diferentes tipos de explosivos.
En la práctica, el factor de acoplamiento varía en el rango de 0.5 a 1.0. La emulsión a granel, por
ejemplo, aparece más variable que el Anfo. Estudios de terreno indican que el factor de
acoplamiento está influenciado por factores tales como el grado de fijación y la velocidad de
detonación, y es la mayor fuente de dispersión en la vibración local versus los gráficos de la
distancia escalar.
Las pruebas de tronar hoyos simples indican que el factor de acoplamiento para cada hoyo en una
tronadura puede variar, y que el rango de variabilidad puede estar relacionado con el tipo de
explosivo. Estas variaciones pueden ser fácilmente incorporadas al modelo de la forma de onda
elemental usando las técnicas de Monte Carlo.
El efecto de incluir un factor variable de acoplamiento para cada hoyo, con el factor promedio de
acoplamiento igual a 1, es aumentar la variabilidad máxima en la amplitud peak, con poca o
ninguna influencia en la amplitud media. Cuando el factor de acoplamiento no tiene un valor
promedio igual a 1, el factor influirá tanto el valor de la amplitud media como la variabilidad en la
amplitud peak.
La dispersión total en la amplitud de la vibración puede, por lo tanto, ser atribuida a dos
mecanismos separados, para estaciones de monitoreo que tienen un monitor ubicado
permanentemente:
1. La dispersión en los tiempos de retardo.
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2. La variabilidad en la amplitud de la vibración en el hoyo causado por el confinamiento
variable, el acoplamiento y el funcionamiento del explosivo.
Cuando el monitoreo se realiza usando un geófono que se está moviendo y relocalizando
constantemente, una grado adicional de variación se producirá en virtud de la efectividad variante
del acoplamiento del geófono.
7.2.4 LA INFLUENCIA DEL TAMAÑO DE LA TRONADURA.
Tronaduras de pruebas se llevan a cabo frecuentemente para establecer ecuaciones de atenuación
de la vibración para sitios específicos. Generalmente se llevan a cabo usando hoyos solos, y los
parámetros de vibración se utilizan para predecir niveles en tronaduras grandes. Esta aproximación
se considera el método más seguro y confiable, pero el usuario puede encontrar frecuentemente
que las ecuaciones que describen el comportamiento de un hoyo solo subestiman los niveles de
vibración de una tronadura grande.
Aunque las ecuaciones de vibración comúnmente usadas indican que los niveles de vibración son
dependientes del peso de la carga por retardo, e independiente del número de hoyos en la
tronadura, en la práctica se observa que hay un efecto de reforzamiento de la vibración cuando se
detonan hoyos múltiples. La extensión a la cual los niveles se refuerzan es muy específica del lugar
e influenciado por los tiempos de retardo. El efecto de refuerzo es equivalente a un incremento en
el peso aparente de la carga por retardo.
Usando el modelo de la forma de onda elemental para simular el rango de vibraciones de un lugar
en particular, es posible desarrollar aproximaciones lineales simples para predecir los pesos de las
cargas aparentes en función del tamaño de la tronadura. Típicamente, para una tronadura que tiene
alrededor de 30 hoyos, el peso aparente de la carga aumentará sobre el peso aparente de la carga de
un hoyo en alrededor de un 5% por hoyo adicional, de manera que para una carga por hoyo de 10
Kg, el peso de la carga efectiva para una tronadura que tiene 11 hoyos será alrededor de 15 kg. El
efecto de aumentar el tamaño de la tronadura para dos lugares particularmente sensibles se muestra
en la fig. 7.10 usando las formas de ondas características para un hoyo solo de dos lugares
mostrados en la fig. 7.11. En ambas instancias, el nivel peak de vibración aumenta
aproximadamente linealmente sobre el rango estudiado, aunque la tasa de aumento es muy
diferente para los dos lugares.
La variabilidad en el peso de la carga aparente de acuerdo al tamaño de la tronadura es un factor
más tendiente a aumentar el grado de dispersión en los datos de vibración de tronaduras
recolectados del terreno.
7.2.5 LA INFLUENCIA DEL TIEMPO DE RETARDO.
El tiempo de retardo influirá, invariablemente, a la amplitud peak de la vibración del suelo,
afectando el grado al cual las vibraciones de los hoyos sucesivos se superpongan. Algún grado de
superposición es inevitable, ya que la duración de la vibración de un hoyo simple es
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considerablemente mayor que el intervalo de retardo efectivo entre las cargas. La variabilidad en
la duración y la forma para un hoyo simple se muestra en la fig. 7.11, para respuestas de vibración
de hoyos simples medidos a aproximadamente la misma distancia, para dos minas y tipos de rocas
diferentes. En general, la duración de la onda aumentará con el aumento de la distancia a la
tronadura. La conclusión lógica de esto, es que la ecuación de atenuación del lugar de vibración
determinada por un hoyo simple, subestimará los niveles de vibración inducidos por el disparo de
hoyos múltiples con cargas explosivas similares, aún cuando los hoyos son retardados
individualmente. En la práctica, el valor al cual los niveles peak de vibración son superpuestos por
el disparo de hoyos múltiples, está determinado por el número de hoyos, los intervalos de retardo
efectivos entre la detonación de hoyos sucesivos, y las características de los hoyos simples (onda
característica de vibración).
La fig. 7.12 muestra la variabilidad en los niveles de vibración peak para intervalos de retardo
variable usando las dos ondas características descritas en la sección 7.2.1, asumiendo un tamaño de
tronadura de 30 hoyos y una geometría de hoyo y carga explosiva fija. En el primer caso, hay un
nivel de vibración peak mínimo distinto para un intervalo de retardo efectivo de alrededor de 20
ms, equivalente a la serie eléctrica L. En el segundo caso, el nivel peak mínimo de vibración ocurre
para un intervalo de retardo efectivo de alrededor de 5 ms, equivalente al uso de una típica
iniciación y sistema de retardo no eléctrica.
En situaciones donde los acuerdos sobre el medio ambiente son marginales, el ajuste de los
intervalos de retardos en conjunto con el modelo de la onda elemental puede proporcionar
suficiente desahogo para evitar un pleito y quejas.
La segunda mayor influencia del tiempo de retardo está en la frecuencia efectiva de vibración, y la
habilidad de las vibraciones inducidas para provocar resonancia en las estructuras de las
construcciones cercanas.
7.3 PROYECCION DE ROCAS.
La proyección de rocas es el desplazamiento no deseado de rocas desde un área de tronadura. Ha
sido, tradicionalmente, difícil para los tronadores estimar la distancia a la cual una roca viajará aún
en condiciones de tronadura controlada. Modelos recientes (Roth, 1981, Lundborg et al 1975,
Lundborg, 1979), han intentado estimar la proyección de rocas bajo condiciones normales de
tronadura, pero puede no ser aplicable a situaciones que produce una proyección extrema de rocas.
Es importante notar que un buen diseño minimizará la ocurrencia de proyección de rocas, pero no
puede garantizar su eliminación.
Los modelos para la predicción del rango de proyección son útiles para determinar una zona de
despeje, o área de tronadura. El área de tronadura se define como “el área cerca las operaciones de
tronadura en la cual la concusión o el material proyectado puede, razonablemente, causar daño”.
Esta definición, mientras sea razonable, es totalmente cualitativa y no proporciona al tronante
pistas para dimensionar el área.
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___________________________________________________________________________________________________
Un trabajo conducido por Roth (1981) indica que para proyección de rocas desde caras verticales,
la ecuación 91, el diámetro de hoyo, burden mínimo, y la altura de la columna explosiva definen el
rango máximo de proyección para un tipo de explosivo y roca dados. El trabajo también indica que
para proyecciones desde la parte superior de los bancos, el rango máximo parece ser controlada por
la distancia entre la parte superior de la columna explosiva al collar del hoyo, la presión peak de
hoyo, la carga total de explosivo por hoyo y, en una menos importancia, por el diámetro del hoyo.
Para caras verticales:
22
5
1880
44.0
20010*42.71.0 











−





=
VOD
b
d
L
min
(91)






++= 141
2 L
hL
L b
max
Donde Lmax es el rango máximo de proyección desde la cara vertical (m), bmin es el tamaño mínimo
de burden (m), d es el diámetro del hoyo (m), VOD es la velocidad de detonación del explosivo
(m/s), y hb es la altura del banco (m).
Es importante notar que Roth (1981) y Lundborg et al (1975) reportaron que la proyección con el
rango mayor, es la producida por la parte superior de los bancos más que por las caras verticales
de los bancos. Ambos reportaron que el rango de proyección producido por la parte superior de los
bancos puede ser hasta 6 veces el producido por las caras verticales.
Para definir un área de tronadura para el despeje de equipos durante las operaciones de tronadura,
es suficiente considerar el uso de la ecuación 92. Hay que notar que debido a que esta ecuación no
toma en cuenta la proyección violenta de rocas, este despeje puede ser inadecuado para el
personal:
Para parte superior de bancos:
maxc LL 6= (92)
Donde Lc es el radio de despeje alrededor de la tronadura (m) y Lmax es el rango máximo calculado
por la ecuación 91.
El término (0.44VOD/1880)2
en la ecuación 91 representa un ajuste de la velocidad de detonación
del explosivo y está basado en la presión de detonación efectiva. Debe notarse de esto que el rango
de proyección para la emulsión y los aquageles es 50% mayor que para el Anfo, aunque esto
dependerá del diámetro del hoyo.
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También fue reportado por Roth (1981) que las rocas duras, tales como el granito, tiene
velocidades de proyección significantemente mayores y rangos de despeje (hasta 3 veces el rango
máximo) que las rocas más blandas tales como la caliza y arenisca. Implícita en esta observación
está la relación directa entre el módulo de la roca y la velocidad de la cara del banco.
Roth (1981) fue capaz de proporcionar ecuaciones para predecir proyecciones violentas, pero debe
tomarse en cuenta que la ecuación propuesta por Lundborg (1975) parece ser una predicción
razonable de los rangos extremos de la proyección. Estos despejes pueden ser apropiados para el
personal.
3/2
*3000 dLextremo = (93)
Donde d es el diámetro del hoyo (m) y Lextremo es el límite extremo para proyecciones violentas.
La tabla 7.1 muestra una comparación de rangos estimados de proyección para diámetros de hoyos
comunes, asumiendo el uso de Anfo en bancos de 15 m. La tabla también asume un factor de carga
constante de 0.40 kg/m3
.
La experiencia personal indica que un radio de despeje adecuado para el personal alrededor de la
tronadura, puede ser el promedio del radio de despeje Lc y el límite extremo de proyección Lextremo.
Diámetro
(mm)
Burden
(m)
Espaciam
iento
(m)
Lmax
(m)
Lc
(m)
Lextremo
(m)
100 3.6 4.2 48 300 650
150 5.1 5.9 56 350 850
200 6.5 7.4 63 400 1000
250 7.5 8.6 76 450 1200
300 7.8 9.0 81 500 1250
350 8.6 10.0 88 550 1400
400 9.5 10.9 112 650 1600
Tabla 7.1 Zonas de despeje para proyección de rocas para varios tamaños de hoyos de tronadura.
(Factor de carga = 0.40 kg/m3
, altura de banco = 15 m, explosivo = Anfo).
7.4 ESTABLECIENDO LIMITES DE LA ZONA DE PERTURBACIÓN.
A menudo es un dilema determinar los niveles apropiados de la vibración y la sobre presión
inducidos por la tronadura. Los factores que se deben considerar para evaluar los límites
apropiados incluyen:
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1. Sensibilidad del área (por ejemplo proximidad a un hospital).
2. Duración del programa de trabajo (por ej. molestia en un período de días, semanas o años).
3. Propósito de los límites impuestos (por ej. protección de la integridad estructural o servicios
de personal).
4. Tipo de estructura y habilidad de la estructura para amplificar los niveles a través de
resonancia.
5. Habilidad para medir niveles confiable y significativamente.
6. Costo de la imposición de límites inapropiados.
7. Beneficio para la comunidad del programa de trabajo propuesto.
Otros aspectos importantes asociados con la imposición de límites son la significación de pequeños
excesos en los niveles de molestia, y el proceso de mitigación en el caso que los niveles
permisibles excedan en un grado o frecuencia inaceptable.
Las agencias ambientales responsables de la imposición de límites para la vibración y la sobre
presión deben estar implementadas con criterios razonables, apropiados, tecnológicamente
establecidos y soportables en los cuales basar los criterios de regulaciones y aceptabilidad.
7.4.1 SOBRE PRESION DE LAS TRONADURAS DE AIRE,
Las razones para limitar la sobre presión provocada por la tronadura se pueden relacionar a la
integridad estructural, a la seguridad humana o al enojo humano. Está reconocido generalmente
que el potencial de que la sobre presión, de actividades normales de tronadura provoque daño
estructural es muy limitado.
Está establecido generalmente que el comienzo del daño estructural producido por tronaduras es el
agrietamiento de los vidrios de las ventanas, Si los vidrios no están agrietados, la probabilidad de
un daño estructural es muy remoto.
La USBM (Siskind et al, 1980) condujo un estudio exhaustivo del impacto de la sobre presión de
las tronaduras de aire y concluyó que un nivel de 133 dBL (medidas con un micrófono con un
límite de 2 Hz) puede ser considerado incapaz de causar daño (<1% de probabilidad de un daño
superficial parejo) a las estructuras residenciales típicas estudiadas). La USBM añade que los
niveles seguros de tronaduras de aire son aún lo suficientemente altos para producir efectos
secundarios de vibración (traqueteo de ventanas, etc.). Quejas acerca de los traqueteos ocurren una
vez que los niveles exceden los 120 dBL. Siskind et al establece que hasta un 10% de las casas
exhiben un traqueteo una vez que los niveles de sobre presión alcanzan los 134 dBL.
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___________________________________________________________________________________________________
Con respecto a los daños humanos, el USBM establece: “No se requiere protección de los oídos
para niveles peak bajo 140 dBL, a pesar del número de eventos por día o de la duración de A y B”.
El establecimiento de los límites de la sobre presión de la tronadura de aire debe identificar
claramente la preocupación de la autoridad sobre el establecimiento de los límites. Si la
preocupación es la comunidad residencial, los niveles deben ser fijados en el rango de 120 a 125
dBL. Si la preocupación es proteger la integridad estructural de casas u otras construcciones, se
deben aplicar niveles de no menos que 133 dBL.
Se acepta generalmente que los niveles de sobre presión de tronaduras de aire se escalen según la
raíz cúbica del peso de la carga (ecuaciones 86, 87). Luego, para reducir los niveles de la sobre
presión por un factor de 2 (por ej., 6 dBL), el peso de explosivo por retardo se debe reducir por un
factor de más de 5.
El establecer los límites de la sobre presión demasiado bajo puede tener por lo tanto un efecto
fuerte en el peso máximo de explosivo que se puede disparar por retraso. Este, a su vez, impacta
fuertemente en la escala de la tronadura que se puede realizar, y los costos asociados de tronadura.
7.4.2 VIBRACION DEL SUBSUELO.
Las razones para limitar los niveles de vibración de la tierra se pueden relacionar a preocupación
ya sea por integridad estructural o molestia humana. Altos niveles de vibración pueden causar
indudablemente daño superficial y aún estructural. Límites, que son apropiados para limitar la
molestia humana, sin embargo, son totalmente impropios para limitar la integridad estructural, ya
que se sabe que las personas son muy sensibles a la vibración.
El USBM (Siskind et al 1980: b) ha conducido de nuevo estudios extensivos en el efecto de
vibraciones de la tronadura en la respuesta de las estructuras y al daño. Además, hay un número
grande de normas internacionales dirigidas a la respuesta humana a vibraciones impulsivas tal
como las producidas por la tronadura. Las normas siguientes son las que se destacan:
1. Criterios alternativos de la USBM sobre la tronadura;
2. Norma británica BS6472: 1992: Evaluación de la exposición humana a vibración en edificios (1
Hz a 80 Hz);
3 Norma alemán DIN 4150: 1986: Vibración Estructural en edificios- Efectos en estructuras;
4. Normal sueca SS 46048 66: 1991.
Criterios Alternativos de la USBM de niveles de tronadura proveen una guía para el control de
daño superficial a estructuras típicamente halladas a través de E.E.U.U. Los criterios de niveles de
vibración se resumen en la Figura 7.13, exhibiendo una tendencia general hacia crecientes niveles
de vibración con frecuencia creciente de vibración de la tierra.
Es importante destacar que el criterio de la USBM requiere mediciones tanto de la velocidad de la
vibración de la tierra (PPV), y el desplazamiento del subsuelo, junto con la frecuencia de vibración
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
de la tierra. Se hace reconocimiento también del efecto de vibración en estructuras semejantes a
yeso (por ej. estructuras de albañilería), o estructuras con "drywal1", un material de yeso laminado.
Es también importante estipular que los niveles de vibración de la USBM se refieren a la
componente peak de vibración, no a un nivel vector suma resultante de vibración. Los niveles de la
componente peak de vibración son alrededor de 20% más bajo que los valores del vector suma.
Los niveles permisibles para tronadura según estas guías generalmente están en el rango de 12
mm/s a 50 mm/s, ya que la frecuencia de vibración inducida por la tronadura en el suelo está
generalmente en el rango de 10 Hz a 100Hz.
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___________________________________________________________________________________________________
Norma británica flS6472: 1992
La Norma británica BS6472 difiere de la de la USBM en que específicamente está dirigida a la
percepción humana de las vibraciones transientes. Por eso se dirige a las actividades humanas
posibles, ya que se considera que esto afecta la percepción y la respuesta humana.
Al derivar los límites de vibración apropiados a la sensibilidad del medio ambiente, la Norma
británica primeramente establece una curva base de respuesta, indicativo de cómo las personas
responden a frecuencias diferentes de vibración. Esta curva cubre la respuesta humana sobre el
ancho de banda de la frecuencia de 1 Hz a 80Hz- cubriendo el rango de frecuencias de la mayoría
de las tronaduras, excepto las de actividad de campo cercano.
Según la sensibilidad del medio ambiente (por ej., hospital, oficina, hogar, taller industrial), se dan
límites aceptables como múltiplos de la curva base. La figura 7.14 presenta tres curvas- una para
"áreas de trabajo críticas (por ej., hospital, teatros de ópera, y laboratorios de precisión)," uno para
áreas residenciales, y uno para oficinas y áreas de taller. Los factores multiplicativos para los sitios
son 1, 75, y 128 respectivamente.
La Norma británica también considera el número de eventos por día, y la duración de los eventos
de la vibración. Si el número de tronaduras que se dispara en un día excede 3, o la duración de la
tronadura excede 1 segundo, los niveles permisibles son reducidos por aplicación de otro
multiplicador, F; según la ecuación:
d
TNF −−
= **7.1 5.0
(94)
donde N es el número de eventos por 16 hrs. día (N> 3), T es la duración del evento en segundos
(T> 1), y d es una constante (0.32 para pisos de madera y 1.22 para pisos de hormigón).
La Norma británica generalmente se refiere a la componente vertical de vibración (referida en la
norma como vibración del eje Z) donde los residentes de una estructura estén o sentados o
caminando. Cuando los residentes están acostados, los límites se refieren a la componente
horizontal peak.
La Norma británica no es apropiada para controlar el daño estructural.
Norma alemana DIN 4150
La Norma alemana es similar a la guía USBM en su reconocimiento de la influencia de la
frecuencia, recomendando niveles de 40 mm/ s a una frecuencia de 50 Hz, aumentando a 50 mm/ s
para una frecuencia de 100 Hz para edificios comerciales e industriales. Esta norma también se
orienta hacia lo cosmético, o daño menor, tal como la formación de grietas en yeso, en lugar de
daño a estructuras reforzadas de hormigón.
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___________________________________________________________________________________________________
La Norma alemana provee tres curvas para límites permisibles de vibración, según el tipo de
estructura envuelto- comercial, residencial, y herencia. La figura 7.15 presenta las tres curvas.
Los límites incluidos en la DIN 4150 no se consideran apropiados para el control de daño
estructural de estructuras de hormigón reforzado, o construcción hecha de acero.
Norma sueca SS 460 4866: 1991
La norma sueca se considera que es la única estándar, que dirige su potencial a lo que causa daño a
estructuras. La norma provee niveles guías usados para establecer límites permisibles de vibración
que proporciona un factor aceptable de seguridad para las estructura que nos preocupan. La norma
se basa en más de 100,000 medidas de tronadura de todo tipo, incluso tunelería, minería, y
nivelación, y específicamente toma en cuenta tipos de roca variables.
El nivel guía , PPV está dado por:
tdmb FFFFVPPV 0= (95)
donde Vo denota la velocidad vertical de la partícula peak sin corregir (mm/s), Fb es un factor de
edificio que describe el tipo de estructura, Fm es una factor de material de construcción, Fd es una
distancia que toma en cuenta el cambio de la frecuencia de vibración, y Ft es un factor de
protección al tiempo.
Se considera a la Norma sueca como la más entendible ya que reconoce tipos diferentes de
construcción, resistencias diferentes de materiales de la construcción, y resistencias diferentes y
propiedades de material de fundación. La norma provee tablas de valores para los diferentes
factores, indicando condiciones apropiadas para varias condiciones del suelo, varios tipos de
construcción, varios tipos de material de construcción, y tipo y duración de actividad de la
tronadura. Las tablas se reproducen abajo. Se debe notar una vez más, que la velocidad de la
partícula se refiere a una velocidad resultante del vector suma, sino que específicamente a la
componente vertical de velocidad.
SUELO V0
Morrena suelta, arena, grava 18
Morrena firme, esquisto,
caliza blanda
35
Granito, gneiss, caliza media,
cuarcita, arenisca, diabasa
70
Tabla 7.2. Velocidad vertical peak de partículas no corregidas, V0 ( Estándares suecos SS 460 48
66).
Clase Tipo de edificio o construcción Fb
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1 Construcciones fuertes, tales como puentes,
molos de puertos, y construcciones de
defensa civil
1.7
2 Edificios industriales y de oficina 1.2
3 Casa y viviendas estándares 1
4 Edificios sensibles especialmente diseñados
con arcos altos o construcciones con grandes
arcos, por ej., iglesias y museos.
0.65
5 Edificios históricos en malas condiciones y
ciertas ruinas.
0.50
Tabla 7.3. Factor de edificio, Fb (Estándares suecos SS460 48 66).
Clase Tipo de material de
construcción
Fm
1 Hormigón reforzado 1.20
2 Hormigón no reforzado,
ladrillo o clinker
1.00
3 Hormigón poroso de autoclave 0.75
4 Ladrillos artificiales de caliza 0.65
Tabla 7.4. factor de material de construcción (Estándares suecos SS460 48 66).
Tipo de tronadura Ft
Trabajos de construcción tales como
túneles, cavernas, cortes en caminos, y
nivelación
1.0
Trabajos permanentes como canteras y
minas
0.75 –
1.0
Tabla 7.5. Factor de tiempo del proyecto, Ft, (Estándares suecos SS460 48 66. Para trabajos
estacionarios usar una escala deslizante Ft para tiempos de hasta 1 año y Ft = 0.75 para proyectos
sobre 5 años).
Cuando se escoge el factor de material de construcción, F, se aconseja a los usuarios que se debe
darle al material de construcción con el F más bajo integrado en el edificio.
El factor de distancia, Fd, utilizado para frecuencias decrecientes de vibración con distancia
creciente, y se determina para roca granítica dura por la ecuación:
28.0
*91.1 −
= dFd para d < 10 m
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
(96)
42.0
57.2 −
= dFd para d > 10 m
donde d es la distancia más corta entre la malla de la tronadura y el receptor sensible (m).
Basado en estos factores, los límites apropiados de vibración cuando la tronadura está muy
próxima (por ej., 5 metros lejos) de un edificio industrial o de oficina de hormigón reforzado
ubicado en roca dura, serían 70 x 1.2 x 1.2 x 1.0 x 1.217= 122 mm/s. La figura 7.16 presenta la
curva de vibración/distancia para el caso precedente, según la Norma sueca.
7.4.3 TUBERIAS
Las tuberías para gas o agua son casos frecuentes cuando hay tronaduras, y garantizan una atención
separada en cuanto a límites apropiados de vibración. Algunas de los puntos de preocupación
cuando se estima los límites apropiados de vibración para las tuberías incluye:
1. edad y condición de la tubería;
2. tipo de material de la tubería (acero, hormigón, cerámico, etc.);
3. presión interior de la tubería;
4. ubicación de la tubería (sobre tierra o enterrada).
Las preocupaciones acerca de los efectos de las vibraciones de la tronadura en las tuberías derivan
de uno o más de los siguientes temores:
1. que los niveles de vibración de la tronadura puede impactar en la integridad estructural de la
tubería;
2. que el movimiento de bloques en la masa rocosa puede pinchar la tubería, y una posible ruptura;
3. que el movimiento de la tubería relativo a la roca circundante dañe la capa anticorrosiva en las
tuberías de acero, eliminando el beneficio de sistemas de protección catódicos.
Esfuerzos inducidos por la vibración.
Los límites de vibración normalmente se imponen a operaciones de tronadura realizados próximos
a otras estructuras, incluyendo casas residenciales, sitios históricos, etc., basado en la condición de
la estructura. Los límites de vibración impuestos en estructuras intentan considerar el confort
personal, daño cosmético y daño estructural. Debe tomarse en cuenta que mientras la imposición
de límites conservativos de vibración provee un factor de seguridad muy alto contra el daño
inducido por la vibración, también será muy significativo el aumento del costo de excavación. El
costo de excavación puede aumentar por más de un factor de cinco debido a la necesidad
complacer los límites conservadores de vibración.
Si se quita el factor de la respuesta humana, entonces se pueden imponer límites de vibración
substancialmente más altos mientras todavía provee un factor alto de seguridad en la integridad de
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la estructura. Procedimientos para establecer los límites de vibración en ausencia del confort
personal, considera el efecto de vibraciones en términos de niveles de esfuerzos inducidos, y
compara estos niveles con las condiciones de operación diseñadas. Esta aproximación permite a
operadores estimar la probabilidad de daño estructural, y aplicar límites apropiados de vibración
basado en ingeniería. Tales límites proveen factores altos de seguridad, mientras al mismo tiempo
provee una ruptura mínima en los costos de excavación.
El uso de límites de vibración para controlar los niveles de esfuerzos inducidos en un tubería se
justifica por la correlación directa entre el esfuerzo y la vibración, ilustrado por Clark (1976). La
mayoría de los artículos técnicos detallan la respuesta de la tubería a la tronadura muestran un
criterio de límite basado en la velocidad del movimiento del suelo o velocidad peak de partícula
(PPV). De cualquier modo, de todos los papeles técnicos que han sido repasados por este autor,
que relacionan límites de vibración para tuberías, establecen inapropiado los límites de la
vibración del medio ambiente cuando se protege la integridad de tuberías de acero.
La tabla 7.6 presenta un resumen de niveles de vibración medidos por varios autores, y también
presenta un rango de límites de vibración aplicados a tronadura cerca de tuberías de alta presión.
Los artículos referidos en la tabla se considera que son particularmente pertinentes debido a la
cantidad de detalle técnico en su presentación.
Autor Distancia
desde la
tubería (m)
Criterios de
límite
Niveles
máx. de
vibración
observad
os
(mm/s)
McKown &
McClure
(1988)
0 a 5 100 mm/s 150
Oriard
(1991)
0.5 a 0.6 Ninguno > 1000
(estimados
)
2.3 Ninguno 1600
Clark
(1976)
1.5 2500 psi 250
McKown
(1991)
6 125 mm/s > 100
Siskind &
Stagg
(1993)
15 Ninguno 500
Tabla 7.6. Criterios de vibración para algunas operaciones de tronadura cerca de tuberías.
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La habilidad de vibraciones de la tronadura para dañar estructuras de tubería se relaciona con los
niveles de esfuerzo inducido en la tubería. Clark (1976) presenta un detallado procedimiento
(basado en fórmulas desarrolladas por McClure et al, 1962) para relacionar esfuerzos de la tubería
a la velocidad peak de partícula, y métodos para calcular esfuerzos de pandeo en tuberías. El
procedimiento, en conjunto con monitoreo continuo de vibraciones, ha sido aceptado por
compañías de tubería en todo E.E.U.U. como un método fiable para controlar el daño. Según
Clark, el torcimiento permitido de una cañería se calcula de la ecuación:
( )
( )







−−
−
−= 2
0
2
0
2
0
)*2(*2
*2*
**375.0
tdd
tdP
F op
dmyb σσ (97)
donde myσ es la resistencia mínima de la cañería, t es el espesor de la pared de la cañería, d0 es el
diámetro externo de la cañería, Pop es la presión de operación en la cañería, y Fd es el factor de
diseño para la tubería.
El método detallado por Clark se usó para establecer el esfuerzo máximo de torcimiento de 2500
psi (17 MPa) para una tubería de alta presión de 760 mm de diámetro, y una tubería de alta presión
de 550 mm de diámetro. Más aún, correlacionando esfuerzos inducidos con niveles de vibración
inducida (por medida directa simultánea de esfuerzo y velocidad peak de partícula), Clark mostró
que, por una tubería separada, el esfuerzo máximo aceptable de 340 psi fue producido por un nivel
de vibración de aproximadamente 80 mm/s, a una distancia escalar de aproximadamente 2.6 m/
kg1/2
.
Siskind & Stagg (1993) recomiendan límites de vibración de 125 mm/s, 150 mm/s, y 200 mm/s
para tuberías hechas de acero de clase B, x42 y x56 respectivamente. Conclusiones finales del
paper recomiendan que 125 mm/s (5 ips) se permite para tuberías Clase B o mejores. Estos límites
se basan en niveles de esfuerzos que no exceden el 18% de resistencia mínima- un factor usado
como una guía informal para efectos ambientales transientes tales como tráfico sobre una tubería
debajo de una carretera. Siskind& Stagg demuestran que los límites de vibración tienen un factor
de seguridad grande en sí mismo, y más aún señala que no hay ningún ajuste necesario para la edad
de la tubería, asumiendo que la capa protectora está intacta, o a lo menos que se sabe que la tubería
está en un riesgo mayor por un daño previo.
Una justificación adicional para aumentar el nivel de vibración aceptable proviene de la
consideración de la frecuencia de vibración. Por todas partes del mundo autoridades han aceptado
el potencial daño reducido de altas frecuencias respecto a vibraciones de baja frecuencia. A
distancias cercanas, y pesos de cargas pequeñas, las frecuencias de vibración son marcadamente
más altas que a distancias grandes. Como resultado, desplazamientos de terreno son menores que
para frecuencias más convencionales de la misma velocidad peak de partícula. Límites de
vibración, aún para edificios, se aumentan normalmente en el rango de 75 mm/s a 100 mm/s
cuando se truena muy próximo a fundaciones con cargas pequeñas.
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Frecuencias de vibración de cargas de menos de 1.5 kg., a distancias menos que 8 metros, se
espera que estén en el rango de 100 Hz a 500 Hz, comparado con frecuencias normales de
tronadura en el rango de 10 Hz a 50 Hz. Una onda de vibración de amplitud de 10 mm/s y
frecuencia de 150 Hz tendrá una amplitud de desplazamiento de alrededor de 0,01 mm, comparada
con 0.05 mm para una onda de 25 Hz de la misma velocidad peak de partícula.
Basado en el información precedente, se recomienda que el límite máximo aceptable de vibración
para tuberías hecha de acero está en el rango de 50 a 100 mm/s. Este rango corresponde al más
bajo recomendado en la literatura técnica, y permitiría el disparo de cargas sobre 1 [Kg] por
retardo en roca dura, a distancias de 5 a 10 metros de tuberías existentes. Se espera que este límite
tenga un factor grande de seguridad, aunque se recomienda que se requiere que los operadores
demuestren complacencia para monitorear todas las tronadura.
Cuando la tronadura está a menos de 5-10 metros de algunas tuberías, límites más altos de
vibración serán apropiados, junto con un tamaño reducido de carga explosiva, a alrededor de 150
g. De cualquier modo, el aumento de límites se debe acompañar por aumento de mediciones,
posiblemente incluyendo medidas simultáneas de esfuerzos inducidos en la cañería y vibración del
suelo usando medidores de esfuerzos y geófonos, con capacidad para alta frecuencia.
DESPLAZAMIENTO DE BLOQUES
McKown (1988,1991) y Oriard (1991), dan énfasis a la importancia de controlar el movimiento de
bloques de roca cuando se truena cerca de tuberías en operación, manteniendo Oriard que la
vibración en sí misma nunca se ha observado que produzca un fallamiento de tubería. En cambio,
estos autores observan que la presión del gas de explosión a veces causa desplazamiento en gran
escala de bloques de roca que pueden llevara romper la tubería. Se instó a una precaución
particular cuando se truene dentro de la región del cráter de la carga explosiva. El control de
desplazamiento de bloques se considera de una prioridad más alta que el control del esfuerzo
inducido por la vibración.
La probabilidad de causar ruptura de una tubería enterrada por desplazamiento de bloques
depende de:
1. la distancia entre el explosivo y la tubería existente;
2. la condición de la zanja en que la tubería está enterrada, y el espesor del relleno de arena entre la
tubería y la pared de roca;
3. el tamaño del hoyo de tronadura y peso de la carga usada en la excavación de la zanja nueva;
4. la naturaleza de las diaclasas en la roca entre las dos zanjas;
5 el grado de control de las prácticas de tronadura, en particular en el grado de confinamiento de la
carga, cuando la tronadura se acerca a la zanja de la tubería.
Límites bajos de vibración impuestos en tuberías enterradas indirectamente protege contra
movimientos de bloques al asegurar que el tamaño de hoyo de tronadura y peso de explosivo
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___________________________________________________________________________________________________
detonado es lo suficientemente pequeño de manera que movimientos de bloques de gran escala son
efectivamente imposible.
Otro método para proteger contra el movimiento del bloque es el uso de clavijas gruteadas, o
pernos de anclaje, para estabilizar la roca entre los hoyos de tronadura y la zanja de la tubería. Este
método fue usado por McKown (1991), en conjunto con precorte, cuando la tronadura se acercó
100 pies (aprox. 30 metros) de una tubería de gas enterrada. La lechada tiene el papel dual de
anclar estos pernos y/o rellenar diaclasas abiertas con lechada, minimizando la cantidad de
movimiento entre bloques. Cerca de la superficie la masa rocosa invariablemente está abiertas, con
diaclasas meteorizadas y exhibiendo baja cohesión, y este tipo de roca puede requerir
estabilización a través de lechada y pernos de anclaje.
Otras medidas que se pueden emprender para controlar movimientos de bloques envuelven
aspectos de diseño de tronadura.
1.Minimizando confinamiento de cargas- mallas y secuencia de retardo debe usase para proveer
máxima libertad de movimiento de la roca. La cara se debe limpiar antes que las tronaduras se
disparen, y se debe limitar el tamaño de las tronaduras para evitar el confinamiento de los hoyos
posteriores.
2.Disminuir el tamaño de las cargas.- Se deben escoger diámetros de hoyos de tronadura tan
pequeño como sea posible, y se debe limitar el peso de las cargas usando productos
encartuchados. El uso de explosivos vaciables se debe evitar para asegurar que no se
sobrecarguen los hoyo de tronadura, y que cualquiera cavidad presente en la roca no se cargue.
3 Factores de carga adecuados- El tema de confinamiento de la carga está estrechamente unido
con el factor de carga. Factores de carga bajos necesariamente significan alto confinamiento de
carga y es por eso más probable que produzca grandes desplazamiento de roca que factores de
carga altos. Factores de carga más altos tienen la ventaja adicional de proveer mejor
fragmentación, y mejor control mejor sobre el perfil final de la zanja.
7.4.4 IMPLICACIONES DEL COSTO
El establecer límites bajos de perturbación reduce el impacto de tronadura en las personas, y se
puede esperar por eso reducir el nivel e intensidad de quejas. Además, reducirá el potencial de
daño inducido por esfuerzos a niveles que se aproximan a cero.
De cualquier modo, el grado de confort se logra a un costo alto, ya que los costos de tronadura
pueden aumentar significativamnete a medida que el tamaño de la tronadura (diámetro del pozo,
carga máxima, volumen de roca), se reduce. Las secciones siguientes proveen figuras indicativas,
basadas en requisitos actuales de excavación, mostrando cómo límites ambientales inapropiados
han causado acrecentamiento muy grande en costo. Lo apropiado de los límites se debe ver en el
contexto total del impacto económico final en la comunidad.
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El ejemplo siguiente considera el costo de excavación de un volumen grande de granito. La
excavación está complicada por una tubería de gas localizada a lo largo de dos de los cuatro
deslindes del sitio de la excavación. Autoridades han impuesto una vibración limite de 10 mm/s en
la tubería.
El sitio es una colina empinada de granito, de altura aproximada de 100 metros sobre el nivel del
camino circundante, y requiere excavación y nivelación al nivel del camino. El costo de tronadura
más efectivo para el volumen de roca requerido sería el usar explosivos a granel y diámetros de
hoyos de tronadura de alrededor de 100 mm, con una altura de banco de alrededor de 15 metros.
Esto, sin embargo, involucra hasta 120 kg. de explosivo por hoyo de tronadura, y la proximidad
mínima a la tubería de gas se calcula que es más de 500 metros. Dentro de los 500 metros a la
tubería de gas, se deben reducir las mallas de tronadura para cumplir con los límites de vibración
(con un nivel de confianza del 90%).
El tamaño de la tronadura dentro de los 500 metros a la tubería se reduce usando un peso de carga
por retardo reducido. Esto se puede lograr de varias maneras, incluyendo tacos intermedios, hoyo
de tronadura con diámetros más pequeños, y alturas de banco reducidas. Finalmente, cuando se
truene dentro de los 50 metros a la tubería, la carga por retardo se debe reducir de 120 Kg en el
diseño de tronadura con un costo más efectivo a menos de 2 kg. Esto sólo se puede lograr al usar
hoyos de tronadura de diámetro pequeño, alturas de banco pequeñas, y explosivos encartuchados.
La Tabla 7.7 presenta los costos de excavación para este caso a medida que la tronadura se
aproxima cada vez más a la tubería de gas.
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Item Zona 1 Zona 2 Zona 3
Diseño
Diámetro de hoyo
(mm)
102 89 50
Burden x
espaciamiento (m)
3.8 x 4.2 2.4 x 2.7 1.2 x 1.4
Altura de banco
(m)
15 7.5 2
Kg explosivo/hoyo 120 30 1.5
Proximidad
mínima (m)
400 200 50
Costos ($/t)
Explosivos 0.23 0.23 0.31
Accesorios 0.03 0.06 0.82
Perforación 0.10 0.23 0.39
Total 0.36 0.52 1.52
Tabla 7.7. Análisis de costos para tronaduras en zonas de proximidad variable a tuberías de gas.
(Nota: los costos están expresados en US$/ton, asumiendo una iniciación no eléctrica).
La tabla 7.7 muestra un aumento en el costo de excavación de casi 5 veces a medida que la
excavación se aproxima desde 400 m. a 50 m. de la tubería de gas sensible a la vibración. Se debe
notar, que en este sitio en particular, la tronadura con un peso de explosivo de 1.5 Kg no se puede
efectuar dentro de los 50 metros a la tubería de gas, mientras se mantiene un nivel de confianza
de 90% para cumplir con el límite impuesto de 10 mm/s. Los costos de excavación para los 50
metros finales de material probablemente exceden los valores para la Zona 3.
Si el límite de vibración en la tubería se hubieran establecido en 100 mm/s, más acorde con los
límites recomendados en la literatura, entonces las tronaduras con hoyos de 102 mm de diámetro
podrían continuar hasta 60 metros de la tubería, y los costos de excavación se mantendrían a casi el
mismo nivel de los de la Zona 1. Sólo los 60 metros finales de tronadura requerirían una tronadura
de escala reducida, y los costos para esta zona no excederían probablemente a los de la Zona 2.
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____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
INDICE
Accesorio, funcionamiento
Métodos de medición 66
Variabilidad del retardo 67
Acoplamiento del explosivo
Definición 1
Acuagel
Composición 14
Definición 1
Angulo de fricción
Definición 1
Balance de oxígeno
Definición 1
Booster
Definición 5
Burden
Burden efectivo 1
Definición 1
Diseño 37
Operación 38
Relación al diámetro 37
Campo cercano
Definición 2
Campo lejano
Definición 2
Concentración de carga lineal
Definición 2
Contornos de fracturas
Para determinar la distancia de sepa-
ración 73
Cordón detonante 16
Interrupción de la columna 46
Cristalización
Definición 2
Daño estructural
Sobre presión 91
Daño producido por la tronadura
Contornos de fracturamiento 73
Dilatación de fracturas 73
Diseño de tronaduras de contorno 75
Estabilidad de roca 70
Iniciación de fracturas frescas 71
Mecanismos principales 70
Vibración en el campo cercano 71
Vibración en el campo lejano 70
Decibel
Definición 2
Deflagración
Definición 2
Deformación inducida
Ecuación 26
Desacoplamiento
Definición 1
Ecuación 76
Desacople de explosivos
76
Distancia de separación mínima 78
Guías de diseño 77
Detonadores eléctricos
Exactitud 17
Probabilidad de traslape 17
Detonadores no eléctricos
Probabilidad de traslape 19
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
Diaclasas
Cohesión 2
Efecto en la fragmentación 25
Orientación 24
Diámetro crítico
Definición 3
Diámetro del hoyo
Desviación 37
Efectos en la exactitud de la perfo-
ración 40
Efecto en la longitud máx. del
hoyo 37, 40
Selección 36
Dilatación de fracturas
Ejemplo de forma de onda 74
Medición con extensómetros 74
Presión de hoyo 74
Diseño de tronadura
Cuadrado 39
Trabado 39
Distancia escalar
Definición 3
Gráficos de ejemplo 85
Sobre presión 80
Vibración 80
Distancia de separación
Cálculo de 78
Definición 3
Distribución del explosivo
Contorno de energía 42
Emulsión
Composición 13
Definición 3
Energía de burbuja
Definición 3
Energía de choque
Definición 4
Ecuación de campo cercano 66
Energía del explosivo
Curvas PV 13
Espaciamiento
Definición 4
Diseño 39
Espaciamiento efectivo 4
Estabilidad
Definición 4
Evaluación del funcionamiento de la tronadura
Funcionamiento del accesorio 66
Funcionamiento del explosivo 60
Funcionamiento de la fragmenta-
ción 58
Medición del choque 65
Explosivos aluminizados
Definición 4
Explosivo, funcionamiento
Medición del funcionamiento del
burden 63
Explosivos primarios
Definición 4
Explosivos, propiedades
Aditivos de aluminio 11
Balance de oxígeno 11
Cristalización 2
Diámetro crítico 3
Química 11
Explosivos slurries
Definición 5
Explosivos, tipo
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
Compuesto 10
Molecular 10
Selección 50
Explosivo secundario
Definición 4
Factor de acoplamiento
Ecuación 86
Factores que influyen 86
Factor de carga
Definición 5
Relación con el índice de tronabi-
lidad 29
Factor de Energía
Definición 5
Factor de roca
Ecuación 56
Estimación (Kuz-Ram) 56
Tabla de influencias 56
Fallamiento de la masa rocosa
Bloque 30
Circular 31
Condición de discontinuidad 31
Cuña 31
Ecuaciones de fallamiento 32
Fragmentación
Espaciamiento de fracturas 22
Modelo de Kuz-Ram 53
Orientación de las fracturas 24
Tamaño de bloques in situ 23
Fragmentación, funcionamiento
Monitoreo de eventos 59
Monitoreo de vibración 58
Grados de fijación
Definición 5
Hoyo de tronadura
Diámetro 36
Inclinación 44
Iniciador 44
Largo 39
Pasadura 41
Taco 41
Impacto en el medio ambiente
Estableciendo límites 90
Proyección de rocas 88
Sobre presión 80
Vibración del suelo 83
Indices de tronabilidad
Afrouz 29
Lilly 28
Impedancia
Definición 5
Ecuación 22
Igualamiento del explosivo 27
Iniciación lateral
Definición 5
Iniciación por simpatía
Iniciación simultánea
Iniciación, secuencia de
Definición 7
Diagramas 47
Iniciación, sistemas de
Eléctrico 46
No eléctrico 45
Selección del retardo 48
Iniciación instantánea
Iniciador
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
Definición 5
Efecto en el VOD 44
Cantidad 45
Objetivo 44
Tamaño 44
Ubicación 44
Kuz-Ram, modelo
Ecuaciones 55
Ecuación de Kuznetsov 54
Ecuación de Rosin Rammler 53
Factor de roca 56
Indice de uniformidad 55
Tamaño medio de partícula 54
Masa rocosa
Efecto en el diámetro del hoyo 24
Espaciamiento de fracturas 23
Tamaño de bloques in situ 23
Medición del VOD 61
Monitoreo de eventos de tronadura
Efectos del tiempo de retardo 60
Efectos de la propiedad de la roca 60
Ejemplos de formas de onda 59
Limitaciones 59
Problemas comunes 60
Sensores 59
Movimiento del burden
Digitación de film/vídeo 64
Energía cinética de 63
Método del perfil de la pila 64
Nitrato de amonio
Almacenamiento 13
Cristalización 13
Tamaño del prill 12
Onda P, velocidad
Definición 8
Onda elemental, modelo de 84
Factor de acoplamiento 85
Pasadura
Cálculo de 41
Definición 5
Potencia en peso
Definición 6
Potencia en peso relativa 6
Potencia en volumen
Definición 6
Potencia relativa en volumen 6
Precorte
Efecto de la exactitud de la
perforación 78
Espaciamiento estimado para 78
Presión de detonación
Definición 6
Dependencia del VOD 15
Ecuación 15
Presión de explosión
Definición 6
Presión peak de hoyo
Definición 6
Probabilidad de traslape
Detonadores eléctricos 17
Detonadores no eléctricos 19
Ecuación 18
Proyección de rocas
Definición 7
Definición de área de tronadura 88
Desde la parte superior del banco 89
Desde caras verticales 88
Predicción de rangos 88
Rango de proyección “violenta” 90
Tabla de valores calculados 90
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
Razón de rigidez
Definición 7
Ecuación 40
Relación de carga
Definición 7
Distribución de explosivo 43
Ecuación 43
Resistencia al agua
Definición 7
Retardos, intervalos
Control de daño 49
Control de la fragmentación 48
Control de la sobre presión 50
Control de la vibración 50
Perfil de la pila 48
Retardo, variabilidad
El factor F 68
Medición de la exactitud 67
Medición de la precisión 68
Notación estadística 67
Probabilidad de fuera de se-
cuencia 69
Roca, propiedades de
Densidad 27
Fragmentación 21
Influencia en la vibración 21
Módulo de Young 26
Resistencia de la roca 26
Roca, resistencia de 33
Sensibilizantes
Definición 7
Sensibilidad
Definición 7
Sobre presión
Contribución de hoyos de la cara
libre 82
Decibel 2
Definición 8
Distancia escalar 80
Efectos de las propiedades de la
roca 35
Ecuaciones 80
Fuentes de 81
Métodos de reducción 82
Relación con la vibración 81
Variabilidad en 80
Taco
Cálculo de 41
Definición 8
Taco de aire
Definición 8
Taco intermedio
Definición 8
Trazado
Definición 8
Tronaduras con cargas parciales
Definición 8
tronadura de contorno
Contornos de daño 77
Características de diseño 74
Densidad de carguío 76
Tronadura suave 77
Tuberías, tronaduras cerca de
Desplazamiento de bloques 97
Detalles concernientes 95
Ecuaciones de esfuerzos/vibración 96
Esfuerzo inducido por la vibración 95
Tabla de límites 96
____________________________________________________________________________________________________________________

___________________________________________________________________________________________________
Tubo de choque 46
Velocidad de detonación
Definición 8
Figuras 61
Métodos de medición continua 62
Métodos continuos 62
Métodos del punto de contacto 61
Velocidad peak de partícula
Definición 8
Vibración
Campo cercano 71
Campo lejano 70
Causas de dispersión 86
Contornos de fracturamiento 73
Costos asociados con los límites 98
Criterios alternativos de la USBM 92
Distancia escalar 83
Ecuación del campo cercano 72
Ecuación de escalamiento del
peso de la carga 72
Ecuación para el fracturamiento 83
en la cara del banco 82
Estándares alemanes DIN 4150 82
Estándares británicos BS6472 91
Estándares suecos 460 48 66 92
Influencia del tamaño de la
tronadura 87
Influencia de los retardos 87
Iniciación de fracturas frescas 71
Límites para tuberías 95
Predicción de la onda elemental 84
Super posición de ondas 84
Vibración, monitoreo de
Campo cercano 2
Campo lejano 2
Vibración del subsuelo
Definición 33
Ecuaciones 34
Ecuación USBM 83
Frecuencia 34
Pérdida friccional 33
____________________________________________________________________________________________________________________

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