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CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA DE RELAVES INTEGRALES DEPOSITADOS HIDRÁULICAMENTE
Loreto Cifuentes R.
Ingeniero Civil, Universidad de Chile [email protected]
José Campaña Z. ARCADIS Chile
[email protected] RESUMEN El presente artículo presenta los principales resultados de un programa de exploraciones que incluyó sondajes geotécnicos con ensayos SPT y SCPTU, calicatas y ensayos de laboratorio, tales como triaxiales CIU y cíclicos, que fue ejecutado en la cubeta de un depósito de relaves de la gran minería de cobre. Este tipo de ensayos no es común realizarlos en Chile, ni tampoco sobre relaves integrales. Los resultados de los ensayos SCPTU y los resultados de ensayos de laboratorio, evidencian un comportamiento de estos materiales que se alejan de lo esperado. 1. INTRODUCCIÓN.
El depósito de relaves estudiado se compone de un muro de empréstito, el cual confina los relaves integrales provenientes del proceso de extracción de cobre, descargados en la cubeta con una concentración de sólidos del orden de un 50%. Este depósito ha presentado, en general, una buena recuperación de agua de proceso y de las playas de relaves, mostrando un secado superficial relativamente rápido, atribuido a las condiciones climáticas del sector (clima árido) y por el eficiente drenaje de los relaves. Esto incluso permite el tránsito peatonal y de equipos menores sobre el relave drenado y seco a menos de 6 meses de terminada la descarga. En el marco de un proyecto de aumento de la capacidad de almacenamiento del depósito, se analizaron distintas alternativas para su materialización. Algunas de ellas consideraban el peralte del muro con material de empréstito apoyándose parcialmente en los relaves depositados (frescos o antiguos). Para analizar estas alternativas, desde el punto de vista de la seguridad a corto y largo plazo de la estructura, se programó la ejecución de un programa de exploraciones geotécnicas, con el propósito de caracterizar geotécnicamente los relaves integrales depositados. El programa incluyó la ejecución de sondajes tipo Hollow Auger Stem (HSA), pruebas in situ de penetración estándar (SPT) y ensayos de piezocono con medición de velocidad de ondas de corte (SCPTU), calicatas y ensayos de laboratorio, incluyendo corte estático y cíclico. 2. CAMPAÑA DE EXPLORACIÓN. En la cubeta del depósito, cerca de unos de los estribos del muro existente, se perforaron 4 sondajes geotécnicos (P-5 a P-8) mediante el sistema HSA (129 m totales), incluyendo la
instalación en cada uno de ellos de un piezómetros tipo cuerda vibrante, para la posterior identificación y seguimiento de un eventual nivel freático. En dos de los sondajes más profundos (P-7 y P-8), se ejecutaron ensayos SPT y muestreo con tubo Shelby a distintas profundidades. Adicionalmente, a un costado de los sondajes P-5 a P-8 se ejecutaron ensayos SCPTU (P-5B, P6-A a P-8A) con medición de presión de poros, incluyendo disipación y mediciones de velocidad de onda de corte cada 1 m. En todos éstos, el criterio de término de la perforación de los sondajes fue la detección del terreno natural. Las profundidades de exploración alcanzadas fueron entre 16 m a 52 m, con un total de 136 m. Complementando la exploración, se excavaron seis calicatas (C-1 a C-6) con maquinaria, en la zona de la cubeta, hasta una profundidad máxima de 2 m. En estas calicatas se tomaron muestras inalteradas y se efectuaron ensayos de densidad en el fondo de la excavación. En la Figura 1, se presenta la ubicación de las prospecciones, incorporando la información de 5 sondajes geotécnicos (P-1 a P-4), utilizados para el muestreo de relaves con cuchara partida hasta los 40 m de profundidad para análisis metalúrgicos.
Figura 1. Ubicación de Prospecciones.
En la Figura 2, se presenta una vista general de las calicatas excavadas. Se observa la estabilidad superficial del relave, que permite el ingreso a la cubeta de una excavadora, y la verticalidad que se alcanza en las paredes de las calicatas. También, se observa la estructura estratificada y el relleno con relave fresco, de las grietas de contracción que experimenta el relave por desecación. 3. PRUEBAS DE LABORATORIO.
Las muestras de calicatas y sondajes fueron sometidas a ensayos para la determinación de las propiedades índice (granulometría, límites de Atterberg, peso específico, humedad y Proctor Modificado) y pruebas de resistencia y de deformación. El traslado de las muestras al laboratorio en Santiago se realizó por vía aérea y por mano. Algunas de éstas fueron congeladas en el laboratorio para su manipulación durante la extracción desde los tubos Shelby.
Las pruebas de resistencia y deformación realizadas en muestras inalteradas fueron triaxiales no drenados consolidados en forma isotrópica (CIU) y triaxiales cíclicos no drenados consolidados en forma isotrópica hasta 490.4 kPa. Para estos últimos ensayos, se incluyeron pruebas sobre probetas remoldeadas para evaluar el efecto de fábrica del relave. Las presiones de confinamiento empleadas se aproximaron a las condiciones in-situ con el proyecto de peralte.
Figura 2. (a) Maquinaria en proceso de excavación. (b) Estabilidad de calicata. (c) Pared con
depositación estratificada y grieta de contracción rellena por la última capa depositada. 4. PROPIEDADES INDICE.
Las granulometrías fueron realizadas mediante tamizado hasta la malla Nº200. Éstas se muestran en la Figura 3 (a). Las muestras ensayadas presentan un contenido de finos (<0.074 mm), variando entre 40% y 80%. Los límites líquidos e índice de plasticidad indican que el material fino es no plástico, y en algunos casos, de muy baja plasticidad. Según el Sistema Unificado de Clasificación de Suelos (USCS) los relaves clasifican como limos de baja a nula plasticidad (ML) y, en menor proporción, a arenas limosas de baja a nula plasticidad (SM). Adicionalmente, en base a los resultados de los ensayos SCPTU, se clasificaron de acuerdo a las correlaciones propuestas por Lunne, Robertson & Powell (1997). La Figura 3 (b) presenta los resultados de esta clasificación, la cual se basa en la resistencia de cono corregida (qt), la resistencia de fuste (fs) y la razón de fricción normalizada (Fr). En general, esta clasificación concuerda con los resultados de los ensayos de laboratorio, observándose una mayor proporción de arenas limosas (SM) y arenas pobremente graduadas (SP) que de limos de baja plasticidad (ML). El rango de peso específico obtenido fue de 2.82 a 3.28, con un valor promedio de 3.02 (Figura 4(a)).
Figura 3. Granulometrías (a) obtenida en ensayos de laboratorio, (b) clasificación basada en
resultados SCPTU (Lunne, Robertson & Powell, 1997).
(a) (b) (c)
(a) (b)
5. DENSIDAD IN SITU.
Los resultados de los ensayos de densidad seca en muestras de sondajes obtenidas con tubo Shelby (P-7 y P-8) y en calicatas, se resume en la Figura 4. La densidad seca en las calicatas, varía entre 16.8 y 17.8 kN/m3, lo que equivale a un grado de compactación de 83% a 85%, con respecto al ensayo Proctor Modificado, para muestras con 36% y 38% de finos no plásticos. Cabe señalar que la densidad seca promedio de la cubeta estimada por los operadores del depósito, mediante el balance del tonelaje depositado y el volumen ocupado, es de 17.4 kN/m3. Esto implica una relación de vacíos promedio e=0.71, densidad que es consistente con las mediciones realizadas. Se observa una aparente tendencia creciente del promedio de densidad seca de los relaves en la Figura 4(b), asociado probablemente a la consolidación por peso propio. Esta tendencia no se considera extrapolable a los 120m de espesor que alcanzaría el relave en el depósito, en su parte mas profunda de la cubeta, ya que no se cuenta con mediciones bajo los 52 m de profundidad que permitan inferirlo. 6. HUMEDAD. La variación del contenido de humedad en profundidad se presenta en la Figura 4(b), tanto en muestras de sondajes de etapas anteriores como del presente estudio. La humedad promedio de los ensayos es del orden de 16%, valor que es menor a la humedad de saturación, tal como lo muestra la Figura 4(c). Esto implica que al momento de haberse ejecutado las exploraciones no existía un nivel freático permanente, al menos hasta 52 m de profundidad. El grado de saturación promedio estimado es de 72%, con tramos locales sobre un 80%. Por otra parte, en la Figura 4(d) y (e), se muestra la comparación del contenido de humedad en profundidad versus al contenido de finos, hasta 20 m y 52 m, verificándose que a mayor contenido de finos, mayor es la humedad de retención en el relave, tal como era de esperarse.
(a) Gravedad específica, Gs v/s prof.
(b) Densidad seca, d v/s prof. (c) Humedad Gravimétrica, w(%)
v/s prof. (d) Relación entre contenio de finos
y humedad, Sondaje P-7 (e) Relación entre contenio de finos
y humedad, Sondaje P-8
Figura 4. Variación Gs, densidad seca y humedad gravimétrica con la profundidad.
(d) (e)
(a) (b) (c)
7. RESISTENCIA NO DRENADA
Se efectuaron ensayos triaxiales del tipo CIU sobre muestras inalteradas obtenidas mediante tubo Shelby, con presiones de confinamiento entre 49.0 y 490.4 kPa. La relación de vacíos de las probetas al momento del montaje, medidas por método geométrico, se encuentra entre 0.48 y 0.87. La relación de vacíos, medido por el cambio de volumen post-consolidación, varía entre 0.42 a 0.85. Los ensayos graficados en la Figura 5(a) indican que las probetas presentan una tendencia dilatante a grandes deformaciones y en base a estos resultados se elaboró la variación
de la resistencia no-drenada (Su) con respecto a la presión inicial (’o) que se muestra en la Figura 5 (b). El comportamiento dilatante podría explicarse, a pesar de la baja compacidad detectada durante el montaje (<85% respecto al Proctor Modificado), por la angulosidad de las partículas, condición típica de materiales granulares provenientes del proceso de chancado minero o por una densificación por colapso durante el proceso de saturación de las probetas. Esta situación no es posible de ser detectada sólo con el cambio volumétrico medido durante ensayo, sin embargo, de las pruebas de consolidación edométrica, las variaciones de relación de vacíos medidas en los ensayos triaxiales son ligeramente menores a las esperadas en estas pruebas de deformación. La envolvente de resistencia última drenada del material, queda caracterizada por un ángulo de fricción interna igual a 35° y una cohesión nula.
P7A-M2: ML y 69% Finos P8A-M2: ML y 63% Finos P7A-M3: SM y 30% Finos P8A-M1: ML y 73% Finos C6-M13: ML y 64% Finos
Figura 5. Resultados ensayos triaxiales CIU: (a) diagramas q-p’, (b) variación resistencia última
no-drenada (Su) con presión de confinamiento inicial (’o) 8. RESISTENCIA CÍCLICA Para evaluar la resistencia cíclica, se efectuaron ensayos triaxiales cíclicos sobre muestras inalteradas obtenidas desde tubos Shelby, con presiones de confinamiento efectivo isotrópicas de 98.1, 392.3 y 490.4 kPa. La razón de corte cíclico aplicada en cada probeta, expresada como
Rd=d/2'0, fue determinada a medida que se ejecutaron los ensayos de modo de obtener número
de ciclos necesarios para producir licuación entre 10 y 150 ciclos, para u/'30=1. Los resultados obtenidos de laboratorio, en términos de la razón de corte cíclico y número de ciclos para alcanzar el 100% de presión de poros se presentan en la Figura 6. Los ensayos en probetas inalteradas se efectuaron a una relación de vacíos entre 0.545 y 0.847, lo cual cubre el valor de relación de vacíos promedio estimado para el depósito (e=0.710). Los ensayos sobre probetas remoldeadas, se efectuaron a una relación de vacíos entre 0.615 y 0.710. Las curvas de resistencia cíclica aumentan, a medida que se incrementa la presión de confinamiento isotrópico, situación distinta a la esperada. Las curvas asociadas a las muestras ensayadas con 392.3 y 490.4 kPa, presentan una resistencia cíclica similar. No obstante, las muestras que presentan una mayor resistencia, están asociadas a las más “antiguas” (tomadas a
(a) (b)
30 m y 36 m de profundidad). En efecto, durante la perforación de sondajes de campañas anteriores, ejecutados con cuchara normal, fue posible constatar algunas capas más duras que no permitieron la penetración de la cuchara normal (P-1 a P-4) usada para el muestreo. Adicionalmente, se confirma la diferencia entre los resultados de probetas inalteradas y remoldeadas, lo cual se explica por la diferencia de fábrica inicial del esqueleto granular. A partir de las curvas de resistencia cíclicas resultantes en probetas inalteradas, se obtiene que para un sismo de Mw=7.5, equivalente a N=15 (Seed et al, 1975) la resistencia cíclica es de Rd=0.18 y
Rd=0.21 para presiones de confinamiento de '30=98.1 y 392.3-490.4 kPa respectivamente. Para
probetas remoldeadas y '30= 98.1 kPa, la resistencia cíclica es de Rd=0.12.
Figura 6. Resultados triaxiales cíclicos para u/'30=1 9. ENSAYO DE PENETRACIÓN ESTÁNDAR SPT En los sondajes perforados con HSA, P-7 y P-8 se realizaron ensayos de penetración estándar SPT cada 1.5 m. Los resultados obtenidos se presentan en la Figura 7 y 8, normalizados para una presión de confinamiento de 98.1 kPa (N1). De la Figura 7 se observa los valores de N1, son menores a 15, excepto en 2 de ellos. Se observa un aumento de este valor en profundidad, lo que indicaría una mejora de los materiales más antiguos depositados. En la Figura 8 se grafica la razón de solicitación cíclica CSR asociada a los valores de (N1)60 (Seed et al, 1985) y se deduce que para los materiales con mas de un 35% de finos, característicos de la depositación en la cubeta, un alto potencial de licuación en los 30 m superficiales.
Figura 7. Resultados ensayo de penetración
SPT normalizado Figura 8. Resistencia cíclica a partir de ensayos
SPT para una magnitud Mw=7.5.(Seed et al, 1985)
NO-LICUA
LICUA
10. ENSAYO DE PENETRACIÓN CPTU. En los pozos P-5B a P-8A se ejecutaron ensayos de penetración SCPTU, cuyos resultados se presentan en la Figura 9. Adicionalmente, en la Figura 10 se presentan la resistencia de punta normalizada (qc1N) y el valor de la razón de solicitación cíclica CSR asociada (Robertson & Wride, 1998), observándose que, en general, resultan potencialmente licuables.
Figura 9. Registros ensayos SCPTU.
Figura 10. Resistencia cíclica a partir de ensayos CPTU para una magnitud Mw=7.5. (Ref. Robertson & Wride, 1998)
NO-LICUA
LICUA
En la Figura 9 también se resumen las presiones de poros registradas durante la ejecución de los ensayos SCPTU. Es interesante notar que solo en uno de los sondajes (P-8A) se observó entre las cotas 15 y 25 m un importante incremento de las presiones de poros, lo cual se atribuye a la presencia de materiales de menor permeabilidad y con altos contenidos de humedad. Cabe destacar que piezómetros instalados en esta campaña, no mostraron evidencia de un nivel freático permanente en los relaves en la zona de estudio. En la Figura 11 se muestra la resistencia no-drenada (Su) deducida a partir de los ensayos CPTU, tomando como referencia la expresión de Campanella et al (2008). En este gráfico se ha superpuesto la evolución de Su según los ensayos triaxiales CIU. Según estos resultados, el valor del factor de cono puede variar entre Nk=10 y Nk=30 (la literatura técnica señala que el rango típico es entre 10 y 18). Los valores que se muestran en la Figura 11 corresponden a Nk=18
0 20 40 60 80 100
Su [t/m2]
55
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
Pro
fun
did
ad
, z [
m]
P-8; Nk=18
Curva de Su=0.9*0'
0 20 40 60 80 100
Su [t/m2]
55
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
Pro
fun
did
ad
, z [
m]
P-7; Nk=18
Curva de Su=0.9*0'
0 20 40 60 80 100
Su [t/m2]
55
50
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40
35
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25
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15
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0
Pro
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, z [
m]
P-6; Nk=18
Curva de Su=0.9*0'
0 20 40 60 80 100
Su [t/m2]
55
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Pro
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ad
, z [
m]
P-5B; Nk=18
Curva de Su=0.9*0'
0 20 40 60 80 100
Su [t/m2]
55
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0
Pro
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did
ad
, z
[m]
P-8; Nk=18
Curva de Su=0.9*0'
0 20 40 60 80 100
Su [t/m2]
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did
ad
, z
[m]
P-7; Nk=18
Curva de Su=0.9*0'
0 20 40 60 80 100
Su [t/m2]
55
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40
35
30
25
20
15
10
5
0
Pro
fun
did
ad
, z
[m]
P-6; Nk=18
Curva de Su=0.9*0'
0 20 40 60 80 100
Su [t/m2]
55
50
45
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35
30
25
20
15
10
5
0
Pro
fun
did
ad
, z
[m]
P-5B; Nk=18
Curva de Su=0.9*0'
Figura 11. Resistencia no drenada a partir de ensayos CPTU, para factor de cono Nk=18 Adicionalmente, se realizaron ensayos de disipación de presiones de poros con el propósito de evaluar indirectamente la capacidad de drenaje de los relaves y presencia de niveles freáticos estáticos o colgados. Los resultados de estos ensayos muestran tramos con capacidad de drenaje casi instantáneo y otras con una respuesta que tarda hasta 200 segundos, lo que refleja la segregación de los materiales y una alta capacidad para liberar presiones de poros. 11. VELOCIDAD DE ONDA DE CORTE. En los sondajes SCPTU, se realizaron mediciones de velocidades de ondas de corte (Vs), mediante el método downhole. Las ondas de corte normalizadas (Vs1) para una presión vertical
efectiva de ’v=98.1 kPa, se presentan en la Figura 12. Se observa un marginal a leve aumento en profundidad, hasta un valor de Vs1=200 m/s a una profundidad de 50 m aproximadamente. Según Andrus & Stokoe (1997), Vs1<200 m/s es un indicador de un material potencialmente licuable ante una solicitación sísmica (Mw≥7,5), tal como se observa en la Figura 12.
Figura 12. Velocidades de ondas de corte: SCPTU (Vs) y normalizadas (Vs1). (Ref. Andrus & Stokoe, 1997)
12. CONCLUSIONES Para investigar las propiedades geotécnicas de relaves integrales depositados hidráulicamente, se llevó a cabo un extenso programa de exploraciones y ensayos, cuyas principales conclusiones son:
Se verificó que los relaves corresponden principalmente a limos no plásticos (ML), depositados con una densidad inferior al 85% PM y se encuentran parcialmente saturados (S<80%), con sectores localmente con mayor saturación (80%≤S≤100%).
No se observaron evidencias de la presencia de un nivel freático estático en la cubeta de relaves hasta los 52 m, contrariamente a lo que se espera en este tipo de estructuras, solo algunos niveles mas saturados asociados a presencia de un mayor contenido de finos.
Las resistencias de punta y fuste son crecientes en profundidad llegando a valores de 16 MPa y 0.4 MPa a los 52 m de profundidad, respectivamente.
Ensayos triaxiales monótonos indican un comportamiento dilatante, situación que es contradictoria con el grado de densidad observado en terreno y a lo verificado con la relación de vacíos en pruebas de consolidación.
Los resultados de los ensayos de compresión triaxial cíclico, indican un aumento de la resistencia a medida que se incrementa la presión de confinamiento en muestras inalteradas, lo cual es consistente con la respuesta observada en los triaxiales CIU, pero es contrario a lo esperado. Por otro lado, se observa una fuerte disminución de la resistencia cíclica al comparar ensayos en muestras remoldeadas e inalteradas para una misma presión de confinamiento.
Los ensayos SCPTU y SPT, muestran un incremento de la resistencia al corte de los relaves en profundidad.
Las mediciones de la onda de corte, indica que hasta los 50 m de profundidad, el valor de VS1 varía entre 150 y 200 m/s.
𝑉𝑠1 = 𝑉𝑆 𝑃𝑎
𝜎𝑉0′
0.25
Los ensayos de disipación de presión de poros indican que los relaves tendrían un relativo buen drenaje, dado que en muy poco tiempo los incrementos de presión se disipan.
No se verifica una buena correlación entre los resultados de los ensayos SCPTU y triaxiales cíclicos.
Tanto los ensayos SPT, como los CPTU y las velocidades de onda de corte, indican que los relaves serían altamente susceptibles de presentar licuación ante un evento sísmico de magnitud Mw=7.5 o superior. Por otro lado, las condiciones físicas para que se presente este fenómeno, como son: niveles freáticos o grado de saturación mayor a 80% no estarían presentes en los relaves estudiados.
Los resultados obtenidos son el reflejo que la caracterización de este tipo de depósitos requiere que se aborde desde más de una línea de investigación, que incluya diversos tipos de exploración y ensayos, para identificar aquellos materiales que se escapan del comportamiento habitualmente esperado. Los autores recomiendan que los resultados de los ensayos mostrados en este artículo, no sean extendidos a otros depósitos de relaves, aun cuando sean de similares características. 13. AGRADECIMIENTOS Los autores agradecen el aporte del Dr. Edgar Bard O. por sus comentarios, sugerencias y revisión general del artículo. También los agradecimientos los hacemos extensivos al Ing. Marcelo Arriagada, quien trabajó en la interpretación de los resultados de los ensayos de terreno y laboratorio y elaboró gran parte de los gráficos presentados. 14. REFERENCIAS Andrus R., Stokoe II, K. (1997). Liquefaction Resistance Based on Shear-Wave Velocity. Proc.
NCEER Workshop on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils. Campanella, R.G., Howie, J.A. (2008). Guidelines for the use, Interpretation and Application of
Seismic Piezocone Test data. Geotechnical Research Group Department of Civil Engineering The University of British Columbia.
Campaña J., Bard E. (2011). Cyclic Behaviour of Tailings Sands Under High Pressures. 5th International Conference on Earthquake Geotechnical Engineering. Santiago
Chen W.F., Scawton Ch.(2003). Earthquake Engineering Handbook. CRC Press. Kramer S. (1996). Geotechnical Earthquake Engineering, Prentice Hall. Lunne T.,Robertson P.K., Powell J.J.M.(1997). Cone penetration testing in Geotechnical Practice.
Blackie Academic & Professional. Robertson, P.K., Cabal (Robertson), K.L., (2010). Guide to Cone Penetration Testing for
Geotechnical Engineering, 4th Edicion, Gregg Drilling & Testing, Inc. Robertson P.K., Wride F.E. (1998). Evaluating cyclic liquefaction potential using the cone
penetration test. Canadian Geotechnical Journal, 35(3): 442-459. Seed H. B., Idriss I. M., Makdisi F., Banerjee N. (1975). “Representation of irregular stress time
histories by equivalent uniform stress series in liquefaction analyses” Rep. No. UCB/EERC 75-29, Earthquake Engrg. Res. Ctr., University of California, Berkeley.
Seed, H.B., Tokimatsu, K., harde, L.F., and Chung, R. (1985). Influence of SPT procedures in soil liquefaction resistance evaluations. Journal of Geotechnical Engineering, ASCE 111(12):1425-1445
Verdugo R., Viertel P. (2004). Effect of density and fine content on the cyclic strength of Copper Tailings. V Congreso Chileno de Ingeniería Geotécnica. Santiago.
