Informe Analisis Estabilidad Botaderos

DIVISIÓN RADOMIRO TOMIC ANALISIS DE ESTABILIDAD BOTADEROS ESTE NORTE Y ESTE SUR MINA RT

DRT - GRMD – SUPERINTENDENCIA DE GEOTECNIA 2/44

1. INTRODUCCIÓN

El presente informe contiene el resultado del Estudio Técnico de Análisis de Estabilidad de los Botaderos Este Norte y Este Sur, enmarcado en los desarrollos del plan minero Quinquenio 2013-2017, para ser presentado como respuesta a la solicitud del SERNAGEOMIN, a través del documento denominado ORD. N° 9301/2012, Este estudio considera establecer parámetros de diseño seguros, que cumplan con los requerimientos de aceptabilidad exigidos por la Superintendencia de Geotecnia y Planificación Corto Plazo, el cual establece que los diseños deben admitir, un valor mínimo para el Factor de Seguridad para condiciones estáticas de 1.3 y para condiciones dinámicas de 1.1. Además informar de protocolos de emergencias antes sismos e inestabilidades, como también la implementación de Protocolo de Control de Botaderos. Los puntos de referencia en coordenadas UTM de los Botaderos Este Norte (BEN) y Este Sur (BES) se presenta en la siguiente tabla:

Tabla Nº1: Coordenadas Ubicación de Botaderos Analizados.

Figura N° 1: Ubicación de botaderos Este Norte y Este Sur.

2. OBJETIVOS

Establecer parámetros de Diseño Geotécnico seguro, que deben cumplir los Botaderos Este Norte (BEN) y Este Sur (BES) de Mina Radomiro Tomic.

Establecer recomendaciones de llenado. Informar medidas de Control Operacional. Informar medidas de control ante Sismos.

RAJO PRINCIPAL

F19 ‐ 20

BOTADERO ESTE NORTE

BOTADERO ESTE SUR

NORTE



3. ANTECEDENTES

Para realizar el presente informe se tuvo que indagar en la literatura especializada en Geotécnica y

Sismología, que tienen la finalidad de mostrar todos los antecedentes teóricos utilizados en el análisis

de estabilidad de taludes de botaderos.

Acorde los fundamentos teóricos expuestos en la literatura especializada en la cual se indica que

confinamiento de las partículas es inversamente proporcional al ángulo de fricción del material, ya

que, cuando aumenta la presión de confinamiento de la partícula, disminuye su ángulo de fricción.

Marachi et al (1972), además, los resultados de ensayos triaxiales de laboratorio de gran escala,

informan que el ángulo de fricción disminuye a una tasa descendente a medida que aumenta el

esfuerzo de confinamiento, en ensayos donde las rocas ensayadas era de 150mm, mientras que la

celda triaxial tenía cerca de 1m de diámetro. Leps (1970) también presentó datos de ángulos de

fricción en base a ensayos triaxiales de resistencia utilizando partículas de gran diámetro (hasta 200

mm). Estos sugieren que el ángulo de fricción de roca estéril durable podría llegar a ser de unos 55°

en bajos confinamientos y a lo menos de 50° en confinamientos moderados. En resumen, estos

antecedentes indican que a medida que el confinamiento aumenta, la cohesión aumenta y el ángulo

de fricción disminuye.

Lo dicho anteriormente concuerda perfectamente con la idea de una envolvente de tipo Hoek y Brown

(HB), donde una de las cualidades principales de este tipo de envolvente de falla es que permite

establecer variaciones continuas del nivel de resistencia de acuerdo a los distintos niveles de

confinamiento presentes, lo que a su vez permite una representación más realista del comportamiento

de la resistencia al corte.

Con respecto al uso de una envolvente de resistencia del tipo HB para análisis de estabilidad, en la

Superintendencia de Geotecnia y Planificación Corto Plazo se han realizado algunos trabajos a través

de la antigua Dirección de Geotecnia, que han utilizando esta metodología, entre los que se destaca

“Análisis de Estabilidad del Botadero Dump 2”, incluido en la Nota Interna DGEO-SGD-Nº 013/2004.



Para el trabajo ya mencionado, los parámetros HB establecidos fueron los siguientes:

Propiedades Valor

Porosidad 0.25

Modulo de Elasticidad 250 MPa

Coeficiente de Poisson 0.25

Resistencia a la Compresión Simple 100 MPa

mb de Hoek & Brown 0.62

s de Hoek & Brown 0.0

a de Hoek & Brown 0.65

Ángulo de Dilatancia 10°

Tabla N°1: Propiedades "Análisis de Estabilidad de Botadero Dump 2"

Para este caso, se recoge la experiencia recopilada para botaderos construidos con material ROM del

tipo estéril, especialmente de publicaciones de diversos autores y resultados de ensayos especiales

sobre materiales granulares gruesos.

La envolvente de resistencia definida con los parámetros indicados en la Tabla N°2, se presenta en el

siguiente gráfico S1 v/s S3:

Figura N° 2: Comparación Envolventes Hoek & Brown para Material Estéril.



4. METODOLOGIA El presente esquema muestra las etapas ante un potencial evento geotécnico. La identificación

temprana del potencial evento se logra con la auscultación de terreno y por la instrumentación La

experiencia obtenida a partir del continuo crecimiento de los actuales botaderos en funcionamiento de

La División Radomiro Tomic, indican que taludes de 80m de altura no han mostrado evidencias de

inestabilidad hasta la fecha.

Es por esta razón, y debido principalmente a que en el BES se pretende depositar una gran cantidad

de material, se realizará una evaluación de un diseño que contempla una altura máxima de 220m,

compuesta de 2 pisos inferiores con una altura máxima de 80m, y un tercer piso con una altura

máxima de 60m. Estos 3 pisos deben estar desacoplados con bermas de ancho mínimo de 30m. Esta

configuración posee un ángulo global de 32º.

La configuración geométrica obtenida se presenta en la siguiente figura:

Figura N° 3: Geometría Sección Analizada.

Para el análisis de estabilidad, se utilizó el software FLAC V 7.0 el cual utiliza como algoritmo de

análisis el método de diferencias finitas.

Debido a que la el software FLAC trabaja con envolventes de resistencia del tipo Mohr-Coulomb

(lineal, Figura N°8), distinta a la envolvente de resistencia del tipo Hoek-Brown (no lineal, Figura N°5),

es que se optó discretizar los distintos niveles de confinamiento presentes en la configuración

geométrica a evaluar.



Por lo tanto si se quiere emplear los parámetros de cálculo según un modelo Mohr-Coulomb, pero

teniendo en cuenta el criterio de rotura de Hoek-Brown, es necesario realizar una simplificación que

consiste en linealizar la envolvente curva de Hoek-Brown.

En cuanto a la envolvente de resistencia Mohr-Coulomb, se caracteriza por la cohesión, c y el ángulo

de fricción interna, ∅, que representa una combinación crítica de los esfuerzos que el material ha

alcanzado, y está representada por la siguiente expresión:

tan ∅

Figura N° 4: Envolvente de falla y circulo de Mohr.

Donde:

= Esfuerzo de corte del macizo.

′= Esfuerzo normal efectivo.

∅ = Ángulo de fricción interna.

c' = Cohesión.

y = Esfuerzos principales mayor y menor, respectivamente.

La Discretización o linealización de la envolvente de resistencia Hoek-Brown, se realiza a través del

método de la tangente (Figura N°9), el cual se enfoca en obtener los valores de cohesión (c) y ángulo

de fricción interna (∅), que se mantienen constantes para un mismo terreno, pudiendo de esta manera,

establecer líneas Isobaras, o sea, manteniendo una misma presión de confinamiento.



Figura N° 5: Linealización criterio Hoek-Brown, mediante método de la tangente.

De acuerdo a la forma de construcción de botaderos, esta se debe realizar a través de capas

compactadas por maquinarias, además de la compactación natural que ocurre debido a la

depositación de material estéril. Las partículas de suelo que se encuentran en los niveles más bajos

tienden a consolidarse, generando condiciones no-drenadas aumentando la presión de confinamiento

y con ello provocando que el factor cohesión del material disminuya.

De esta forma se obtuvieron 5 zonas, tal cual se presentan en la siguiente figura

Figura N° 6: Discretización del Confinamiento Presente en la Sección Analizada.



Con respecto a la modelación, el nombre asignado a cada zona está asociado al nivel de

confinamiento presente. Por ejemplo bot-0.5 corresponde a la zona con confinamiento entre 0 y

0.5MPa, bot-1.0 a aquella con presión de confinamiento entre 0.5 y 1.0MPa y así sucesivamente. A

cada una de estas zonas se le asignaron propiedades Mohr-Coulomb de acuerdo al mejor ajuste que

se puede hacer utilizando la envolvente HB de que se dispone y el nivel de confinamiento respectivo

(Hook et al. 2002).

Las propiedades asignadas a cada zona se presentan en la siguiente tabla:

Tabla N°2: Propiedades asignadas a cada Zona Establecida.

A la base del botadero se le asignaron propiedades de grava, a la cual se le atribuye una cohesión de

160KPa y un ángulo de fricción de 46º.

5 RIESGO SÍSMICO Para el análisis Pseudo-Dinámico de la sección, es necesario establecer parámetros de Riesgo

Sísmico, en la cual se debe indicar las características del sismo más probable a ocurrir en la zona

donde se ubica la mina, esta información se basa principalmente en los registros sismológicos de la

zona estudiar, identificando principalmente su fuente, intensidad, magnitud y profundidad.

Acorde a la locación de la Mina Radomiro Tomic, se puede establecer que se encuentra ubicada a

aproximadamente 140 Km de la costa y a 3.000 mts sobre el nivel del mar en la cordillera de la costa,

en base a lo expuesto, se podría inferir que los sismos más frecuentes son de origen volcánico debido

a su ubicación, pero conforme a la cercanía de la mina con la costa y la inclinación de la Placa de

Nazca y su profundidad, además de la gran velocidad de convergencia con la Placa Sudamericana

(Fenómeno de Subducción), los sismos más frecuentes son los de epicentros marítimos y que

abarcan grandes longitudes de ruptura. Por lo tanto, los sismos más comunes son los denominados

"Sismos Interplaca Tipo Thrust".

En cuanto al suelo que posee Radomiro Tomic, se puede mencionar que está conformado

principalmente por rocas del tipo ígneas y en menor medida por rocas del tipo metamórficas, de

acuerdo a la velocidad de corte que caracteriza a el tipo de roca que se encuentra en la mina estas

poseen una Velocidad de Corte Vs > 1.500 [m/s].



5.1 Ambiente Sismogénico

La zona donde se encuentra la mina Radomiro Tomic se ubica en una zona de subducción que

corresponde a una de las zonas más sísmicas del mundo, controlada por la convergencia de las

placas de Nazca y Sudamericana a razón de aproximadamente 8 cm/año. Esta elevada tasa de

convergencia, junto con la juventud de la placa de Nazca, son la causa de alta sismicidad y la gran

magnitud de los terremotos observados en el Norte de Chile.

Figura N° 7: Mapa de las placas de Nazca y Sudamericana, los números mostrados son las velocidades relativas entre ellos en

milímetros al año (DeMets y otros, 1990). Reproducido de Lowrie (1997).

La subducción de la Placa de Nazca se realiza según un plano inclinado hacia el Este con

buzamientos que varían entre los 15°y 40°respecto a la horizontal. En la Figura 8 se muestra un corte

de la placa de Nazca subductando, además de un esquema de los principales terremotos que afectan

a la zona del proyecto.



Figura N° 8: Mapa de las placas tectónicas del planeta (Steven L. Kramer, 1996).

Figura N° 9: Esquema de la subducción de la placa de Nazca y Sudamericana y la ubicación de los terremotos en diferentes

zonas del contacto.

5.2 Caracterización de las Fuentes Sísmicas

En el área sísmica asociada al emplazamiento de Mina Radomiro Tomic es posible distinguir tres

fuentes sismogénicas, que se asocian a tres tipos distintos de terremotos, y que corresponden a los

indicados en la Figura N°13; estas fuentes sismogénicas se analizan separadamente de acuerdo a los

antecedentes sismológicos.



Terremotos Interplaca Subductivos tipo thrust (interacción entre las Placas de Nazca y

Sudamericana)

Terremotos Interplaca de Profundidad Intermedia (al interior de la Placa de Nazca)

Terremotos Interplaca Superficiales o Corticales(al interior de la Placa Sudamericana).

Cada una de estas fuentes genera terremotos de magnitudes máximas específicas cuya importancia

para el proyecto depende de su distancia relativa a la fuente sismogénica. Por este motivo es

necesario detallar cada una de ellas por separado y estudiar los eventos históricos asociados a ella.

5.3 Terremotos Interplaca Subductivo Tipo Thrust Este tipo de terremotos ocurre en el contacto de las placas de Nazca y Sudamericana, se caracteriza

por producir terremotos de gran magnitud y presentar ubicación costera.

Históricamente en la zona Sur de Perú y Norte de Chile han ocurrido los terremotos de Arica de 1868

e Iquique de 1877 ambos de magnitudes del orden de M = 9.0 (Comte y Pardo, 1991), ambos sismos

cercanos a la zona donde se emplaza La División Radomiro Tomic. Otros sismos de menor magnitud

pero más cercanos a La División con epicentro marino han ocurrido. A continuación y en base al

estudio de los diferentes terremotos históricos ocurridos en la zona, se añade el análisis del reciente

terremoto del Maule 2010, los antecedentes que se presentan son considerados relevantes para el

proyecto y es por ese motivo que son analizados en este informe:

Iquique 1877 (Mw = 8.9)

Antofagasta 1995 (Mw = 8.0)

Tocopilla 2007 (Mw = 7.7)

Maule 2010 (Mw = 8.8)



Figura N° 10: Grandes terremotos de magnitud Mw > 7.7, observados a lo largo de la costa Peruano-Chilena (Chlieh y otros,

2004).

Figura N° 11: Terremotos históricos y sismicidad reportada de NEIC en el periodo 1980-1985. Las zonas achuradas en gris

corresponden al área de ruptura de los terremotos. (Delouis y otros, 1997)



Figura N° 12: Mapa que muestra la localización del terremoto de Antofagasta de 1995. Se muestra el mecanismo del terremoto

de Harvard CMT solución. Círculos abiertos corresponden a las réplicas registradas dentro de las 48 horas posteriores al evento

principal. Las localizaciones de los terremotos de 1877, 1922 y 1966 también son mostradas. (Carlo y otros, 1999).



Figura N° 13: Hipocentro y área de ruptura del terremoto de Tocopilla del 2007 (Delouis y otros, 2009).



Terremoto de Iquique de 1877

El terremoto de Iquique de 1877 con un largo de ruptura estimado de 400 kilómetros se sitúa entre

uno de los terremotos más grandes del mundo (Milne, 1880; Kausel y Lomnitz, 1968; Lomnitz, 1970;

Kausel, 1986; Dorbath y otros, 1990, Comte y Pardo, 1991)

La isosistas de intensidad de daño de este terremoto se presenta en la Figura N°18, donde es posible

observar que para la zona de emplazamiento de Mina Radomiro Tomic, la intensidad alcanzada por

este terremoto es de IMM 7.

La zona de ruptura de este terremoto comprendida entre aproximadamente los paralelos 19ºS a 23ºS

no ha vuelto ser rota por otro gran terremoto lo cual lo ha convertido en una zona un alto potencial

sísmico (Kelleher, 1972; Nishenko y McCann, 1981 y Nishenko, 1985).

Sin embargo, esta zona (19°S – 23°S) presenta escasa información histórica que permita estimar

magnitudes y largos de ruptura de grandes evento. Si se clasifica los terremotos de 1513, 1615, 1768

y 1877 como terremotos de ruptura similar se puede estimar un periodo de recurrencia de 111 ± 33

años (Comte y Pardo, 1991).

La zona entre los 19°S – 23°S ha sido señalada como una brecha sísmica que ha alcanzado la

madurez del ciclo sísmico (Lay y otros, 1989, Comte y Pardo, 1991). Posterior al terremoto de

Antofagasta de 1995 ubicado al sur de la península de Mejillones, esta zona ha presentado un alto

nivel de deformaciones que ha sido observado por estudios de GPS.

Chlieh y otros (2004) han propuesto un modelo de esfuerzos en el cual la ruptura del terremoto de

Iquique de 1877 no pasaría la península de Mejillones, la cual actuaría como barrera. De esta forma la

ruptura de una posible repetición del terremoto de 1877 se encuentra con una barrera que

corresponde a la península de Mejillones, situando la zona de ruptura más cercana de este posible

terremoto al proyecto a una distancia mínima aproximada de 170 kilómetros.



Figura N° 14: Curvas de Isosistas de Intensidad de Mercalli Modificada, Terremoto del 9 de Mayo de 1877 (Kausel, 1986).



Terremoto de Antofagasta de 1995

El terremoto de 1995 tuvo lugar al sur de la península de Mejillones (Lat: 23.43°S, Long: 70.48°W,

profundidad 36 Km, Delouis y otros, 1997), con una magnitud Mw = 8.0 y un largo de ruptura de 185

km por 90 km de ancho (Delouis y otros, 1997).

Este terremoto destaca por el poco nivel de daño en la ciudad de Antofagasta, la más cercana al

hipocentro (Monfret y otros, 1995). Una explicación para esto ha sido propuesta por Delouis y otros

(1997) basados en que el terremoto de Antofagasta de 1995 presenta una magnitud de ondas

superficiales Ms = 7.3, muy diferente a la magnitud de Kanamori Mw = 8.0, debido principalmente a

que una gran cantidad de energía sísmica se disipó en muy bajas frecuencias (que contribuyen a Mw)

en lugar de energía disipada en más alta frecuencia (asociada a la magnitud Ms o Mb) que

contribuyen mayormente al daño en las estructuras.

Figura N° 15: Intensidad de daño observada en algunos pueblos y área de ruptura del terremoto de Antofagasta de 1995 (Susa,

2002).



Terremoto de Tocopilla del 2007

El terremoto de Tocopilla del 2007 de magnitud M = 7.7 (Delouis y otros, 2009) ocurre al Norte del

terremoto de Antofagasta, reduciendo la posible área de ruptura de un terremoto de gran magnitud

como el ocurrido el año 1877. Este terremoto fue registrado en múltiples estaciones acelerográficas,

en particular se obtuvo un registro en la ciudad de Calama, con una aceleración máxima horizontal de

0.0938 [g] (Boroschek y otros, 2007), Figura N° 16.

Figura N° 16: Acelerográma registrado en la ciudad de Calama, para el terremoto de Tocopilla del 2007. (Boroschek y otros,

2007)

Este terremoto al igual que el evento de 1995 tuvo una baja intensidad daño, estimándose una

intensidad aproxima de V para la zona del proyecto, la cual se encuentra bajo el umbral de daño

(intensidad de Mercalli Modificada = 6.5) (Astroza y otros, 2008).



Figura N° 17: Intensidad de daño asociada al terremoto de Tocopilla del 2007 (Astroza y otros, 2008).



Terremoto del Maule del 2010

El terremoto del 2010 de magnitud M=8.8 tuvo un largo de ruptura del orden de 500 Km (Figura N° 22)

extendiéndose desde aproximadamente Concepción hasta Pichilemu. Este terremoto a pesar de su

gran magnitud no generó en general aceleraciones extremadamente grandes, con la excepción de

Cauquenes cuyo instrumento se saturó a mas de 1g y Angol 0.94g y su ruptura fue similar a lo

propuesto por Ruiz y otros (2011) donde para los grandes terremotos de subducción chilenos es

posible esperar registros de aceleración de gran extensión, más no de grandes amplitudes de PGA.

La zona de mayor deslizamientos en la ruptura está asociada a una zona de aproximadamente 200

kilómetros mucho menor al largo total de la ruptura del terremoto, esto explicaría el mayor nivel de

daño observado en la zona norte de la ruptura del terremoto, Figura N° 18.

Figura N° 18: Área de réplicas y zona de ruptura terremoto del 2010. Como de otros grandes terremotos históricos que han

ocurrido en las costas de Chile.



Figura N° 19: Registro de aceleraciones obtenido en Maipu para el terremoto del Maule 2010 (Boroschek y otros, 2010)

Figura N° 20: Área La escala de colores está relacionada con los deslizamientos observados en la zona de ruptura del

terremoto de Maule. Observándose que los mayores deslizamientos ocurren al norte del hipocentro (El hipocentro corresponde

a la ubicación del mecanismo de falla). (Tong et al., 2011).



5.4 Terremotos Intraplaca de Profundidad Intermedia (al interior de la Placa de Nazca)

Estos sismos se ubican al interior de la placa de Nazca con epicentro continental. La profundidad del

hipocentro de estos terremotos aumenta a medida que avanza hacia el Este.

En la Figura N°25, se muestra una vista en planta del Sur de Perú y las zonas Norte y Centro de Chile,

donde se han trazado curvas de isoprofundidad de la placa de Nazca. En la figura mencionada es

posible apreciar que la zona donde se ubica Radomiro Tomic, la profundidad focal de estos sismos es

mayor a 100 Km.

En las Figuras N° 26 y 27, se presenta un corte en perfil donde es posible apreciar la distribución de

sismos a lo largo de la placa de Nazca para la zona en estudio, en ambas Figuras los cortes incluyen

la zona del proyecto pero principalmente la actividad sísmica ubicada al norte de la mina.

Figura N° 21: Curva de isoprofundidad de la placa de Nazca (Cahill e Iscaks, 1992).



Figura N° 22: Corte este-oeste mostrando la localización de 412 terremotos (Delouis y otros, 1996).

Figura N° 23: Vista en planta y corte, donde se aprecia la distribución de la sismicidad en la zona de la Mina (Belmonte-Pool,

2002).



La zona de estudio se ubica cerca del terremoto intraplaca de profundidad intermedia de Calama de

1950, magnitud Mw = 8.0 con 100 kilómetros de profundidad (Kausel y Campos, se propaga en

profundidad (Kausel y Campos, 1992). El modo de ruptura de este terremoto ha sido interpretado

como una falla normal que se inicia a los 100 kilómetros y se propaga en profundidad (Kausel y

Campos, 1992).

Las intensidades propuestas para este terremoto se presentan en la Figura N° 24. Las intensidades

presentadas en esta Figura corresponden a las propuestas por Greve, donde la zona en cuestión

presenta las máximas intensidades observadas.

Figura N° 24: Intensidades de daño para el terremoto de Calama de 1950. (Greve, no publicado)

En la Figura N° 25 se presenta el epicentro del terremoto de Calama del año 50 y también otros

terremotos, en particular el terremoto de Tarapacá del 2005 también del tipo intraplaca de profundidad



intermedia y de magnitud M = 7.9. El área de ruptura del Terremoto de Calama de 1950, se muestra

en la Figura 24 (Delouis y otros, 1997).

Otros terremotos intraplaca de profundidad intermedia que han ocurrido en Chile son los terremotos

de Chillán 1939 (Ms = 7.8), La Ligua de 1965 (Ms = 7.1), Papudo 1981 (Ms = .7), Arica 1987 (Ms =

6.9) y Punitaqui 1997 (Ms = 6.7), por mencionar algunos. Dentro de estos, el que presenta más

relevancia por su magnitud es el terremoto de Chillán de 1939, tanto por su magnitud como por el gran

número de muertos que generó.

Figura N° 25: Zona Norte de Chile donde se muestran diferentes terremotos históricos y la profundidad de la placa de Nazca

entre otros parámetros (Barrientos, 2007) en un círculo rojo se resaltan los terremotos intraplaca de Calama 1950 M = 8.0 y

Tarapacá 2005 M = 7.9.



5.5 Terremotos Intraplaca Superficiales o Corticales

La convergencia de las placas de Nazca y Sudamericana da lugar a esfuerzos tectónicos en la Placa

Sudamericana que ocasiona sismos superficiales o corticales, asociados generalmente a fallas

superficiales, estos sismos han sido escasos en la reciente historia sísmica chilena; sin embargo por

sus reconocidas características destructivas es necesario estudiar en detalle este tipo de terremotos e

inspeccionar si existen potenciales fallas superficiales en la cercanía de la Mina.

En la zona norte de Chile existen importantes fallas tectónicas como la zona de fallas de Atacama

(Figura N° 26) o la zona de fallas de Domeyko. Sin embargo estas grandes fallas se encuentran

alejadas de la zona de estudio. A pesar de esto, en la Figura N° 31 se presenta el mapa de fallas

activas propuesto por USGS (2003), donde destacan las fallas CH-06, CH-07, CH-8, CH-09, todos con

actividad durante el cuaternario, donde la de mayor longitud estimada es de 20 kilómetros USGS

(2003).

Figura N° 26: Zona donde se aprecia a gran escala la falla de Atacama. (Delouis y otros, 1997)



Figura N° 27: Mapa fallas activas del cuaternario (USGS, 2003).



5.6 Determinación Fuentes Sísmicas

En base a la información proporcionada anteriormente, existen tres fuentes sismogénicas, por lo cual

es posible clasificar cada uno de los eventos que ocurren en la zona, tal como se muestra en la Figura

N°32. En ella se muestra la sismicidad detectada en la zona de estudio.

Figura N° 28: Sismicidad de la zona de estudio, cada punto representa un sismo, siendo el tamaño proporcional a su magnitud

(ver escala en el borde inferior derecho). En el mapa de la izquierda se presentan los sismos interplaca o thrust, en el centro se

muestran los sismos intraplaca de profundidad intermedia, y en el de la derecha los sismos corticales. Para todos los mapas el

color es proporcional a la profundidad del evento (en km) según la escala del borde superior.

La base de datos que se mostró en la Figura N° 28 debe ser filtrada, ya que la imagen muestra los

sismos principales y las replicas, por lo tanto esto permitiría cumplir con el principio de independencia

de los eventos, supuesto básico en un modelo de Poisson, requerimiento esencial del análisis de

peligro probabilístico desarrollado por Cornell (1968), Algermissen y Perkins (1976), y Anderson y

Trifunac (1978). Para ello se siguió la metodología definida por Reasenberg (1985), debidamente

adaptada al caso chileno (Leyton et al., 2009). Ello cobra especial relevancia en el cálculo de las leyes

de productividad sísmica.



5.7 Productividad Sísmica

La productividad sísmica será descrita mediante la ley de sismicidad desarrollada por Gutenberg y

Richter (1944) que determina el número de eventos (N) con magnitud igual o superior a Ms que

ocurren en 1 año en toda la zona, mediante la relación

Log (N) = a – b Ms

Donde Ms corresponde a la magnitud de ondas superficiales y los parámetros a y b deben ser

estimados para cada fuente, en la zona bajo estudio.

Para su determinación se utilizaron los catálogos de NEIC y SISRA, siendo los parámetros a y b

calculados utilizando el estimador de máxima verosimilitud (Page, 1968; Weichert, 1980); la magnitud

mínima para definir la completitud del catálogo fue definida siguiendo la metodología propuesta por

Wiemer y Wyss (2000). Para su cálculo, se siguió la metodología definida por Stepp (1971, 1973) para

definir las ventanas temporales mínimas en las cuales se puede considerar cierto rango de magnitud

como completo en el catálogo. Así, por ejemplo, para rangos de magnitudes pequeñas, el catálogo del

NEIC posee un tiempo suficientemente largo (más de 30 años), mientras que para magnitudes

grandes, es necesario utilizar el catálogo de SISRA que contiene información desde el siglo XVI, pero

sólo de los grandes eventos (Leyton et al., 2010). En la Figura N° 29 se presentan las relaciones

obtenidas, junto con los datos provenientes del catálogo de sismicidad para cada tipo de fuente, se ha

utilizado el negro para representar los resultados y datos de la fuente interplaca tipo thrust, mientras

que en gris oscuro se muestran aquellos para la fuente intraplaca de profundidad intermedia, y en gris

claro la fuente cortical.

Estas relaciones de potencia se conocen como leyes de Gutenberg-Richter, las cuales, para cada

fuente, toman los siguientes valores:

• Interplaca tipo thrust: Log (N) = 4.89 – 0.63 Ms (r=-0.9971)

• Intraplaca de profundidad intermedia: Log (N) = 5.20 – 0.68 Ms (r=-0.9922)

• Cortical: Log (N) = 3.49 – 0.73 Ms (r=-0.9813)

Notar que entre paréntesis se ha reportado el coeficiente de correlación (r) para cada caso, y en la

Figura N° 33 se ha marcado la magnitud Ms = 5.0, límite sobre el cual se suelen considerar los datos

para este tipo de estudios.



Figura N° 29: Leyes de Gutenberg-Richter para cada una de las fuentes sismogénicas.

5.8 Fórmulas de atenuación

Para utilidad del estudio realizado, se exponen las formulas de atenuación, referidas al hipocentro bajo

la siguiente forma:

xAe ∗

R C

Donde x representa el máximo valor esperado del parámetro sísmico estudiado; M es la magnitud Ms;

R la distancia hipocentral o la distancia hipocentral más cercana a la aspereza en kilometros [km]; A, B

y D son constantes a determinar y C es fijado a priori.

Debido a la poca información, que existe sobre los sismos corticales, debido principalmente a su poca

recurrencia, los formulismos expuestos serán en relación a los sismos tipo interplaca thrust e

intraplaca de profundidad intermedia. Por lo tanto y en relación a las formulas de atenuación, se

definen la constante C = 30 [km] para terremotos interplaca tipo thrust y C = 80 [km] para terremotos

intraplaca de profundidad intermedia.

Para los sismos intraplaca de profundidad intermedia se utilizó un valor de 1.2 para el parámetro B,

esto debido a la escasez de registros en un rango amplio de magnitudes (Ruiz, 2002); sin embargo

con la gran cantidad de registros obtenidos para el terremoto de Tarapacá del 2005 se ha podido

verificar el buen comportamiento de las curvas estimadas por Ruiz (2002), en particularsu buen

comportamiento para el terremoto intraplaca de diseño como lo es el terremoto de Tarapaca 2005; el



factor 1.2 impuesto por Ruiz (2002) al utilizar los nuevos datos varía para las aceleraciones máximas a

1.29, esto valida las fórmulas propuestas por Ruiz (2002).

Dado que el número de datos disponibles es reducido el desarrollo de esta expresión por el método de

mínimos cuadrados ordinarios o el método de dos etapas entrega resultados similares (Medina, 1998).

Tampoco se considera el comportamiento no lineal del suelo, dado que para los registros de

aceleraciones chilenos con valores máximos mayores a 0.6 [g] esto nunca ha sido observado en roca

dura y roca y suelo duro, manteniendo siempre un comportamiento lineal (Saragoni y Ruiz, 2005a;

Ruiz y Saragoni, 2004b y Saragoni y Ruiz, 2004).

Tabla N°3: Fórmula de Atenuación de Aceleraciones Máximas Horizontales y Verticales, Sismos Thrust.

Tabla N°4: Fórmula de Atenuación de Aceleraciones Máximas Horizontales y Verticales, Sismos Intraplaca de Profundidad

Intermedia.



Figura N° 30: Probabilidad de excedencia versus aceleración máxima horizontal para periodos de vida útil de 50 años y

probabilidades de excedencia de 2% y 10%, caso en roca dura.

Figura N° 31: Probabilidad de excedencia versus aceleración máxima horizontal para periodos de vida útil de 10 años y

probabilidades de excedencia de 2% y 10%, caso en roca dura



5.9 Terremotos de Diseño para la Zona del Proyecto

Con los antecedentes presentados se pudo establecer el sismo operacional que es considerado para

el caso Pseudo-Dinámico, se define de acuerdo a lo siguiente:

Sismo Operacional

Magnitud Richter : 7,5 a 7,8

Epicentro Probable : Calama / Antofagasta

Distancia Hipocentral : Aprox. 100 Km

Duración Máxima Probable : 65 seg.

Intensidad Sísmica : 0,20 g

Probabilidad de Excedencia : Aprox. 50% en 50 años

Tipo Sismo Probable : Sismo Interplaca tipo Thrust

Acorde a la metodología numérica establecida por Ruiz y Saragoni en el documento "Fórmulas de

Atenuación para la Subducción de Chile Considerando los dos Mecanismos de Sismogénesis y los

Efectos del Suelo" (expuestas en las Tablas N° 3 y 4), la cual se refiere a tipos de sismos ocurridos en

base a su fuente, se establece que para Sismos Thrust y roca dura (Velocidad de Onda de Corte Vs >

1500 [m/s]), debido principalmente al lugar donde se encuentra situada la Mina Radomiro Tomic.

En base a los formulas presentadas se calcula las aceleraciones para el sismo de operación que

División Radomiro Tomic posee, siendo su Magnitud M = 7.5 y distancia Hipocentral R = 100 Km.

Aceleración Horizontal, Ah

4e . .

100 30 . 65.73 cm s⁄ 0.067g

Formula de Atenuación Aceleración Vertical, Av

11e . .

100 30 . 47.45 cm s⁄ 0.048g

Además, se establece que el factor de seguridad para el caso Pseudo-Dinámico debe ser mayor

o igual a 1.1.



6 MODELAMIENTO

6.1 Descripción Software FLAC

FLAC es un programa bidimensional de diferencias finitas para el cálculo de problemas ingenieriles.

Este programa simula el comportamiento de las estructuras construidas en tierra, rocas u otros

materiales que puedan sufrir una deformación plástica cuando alcanzan sus límites de rendimiento.

Los materiales se representan mediante elementos o zonas, que forman una rejilla que se ajusta por

el usuario para adaptarse a la forma del objeto a modelar. Cada elemento tiene comportamiento lineal

o no lineal de esfuerzo / deformación, en respuesta a las fuerzas aplicadas o restricciones de borde. El

material puede ceder y fluir, y la rejilla se puede deformar (en gran modo cepa) y mover con el

material que está representado. El esquema explícito, el cálculo de Lagrange y la técnica de la

zonificación mixta de discretización usada en FLAC asegura que el colapso plástico esté modelado

con gran precisión. Debido a que no se forman matrices, grandes cálculos bidimensionales se pueden

realizar sin excesivos requisitos de memoria. Los inconvenientes de la formulación explícita (es decir,

la limitación de paso de tiempo pequeño y la cuestión de amortiguación requeridas) se superan en

cierta medida por la escala de inercia automática y amortiguación para que no influya en el modo de

fallo.

Por lo expuesto y además de su precisión en los resultados, es que se inclinó por desarrollar la

problemática en el software FLAC.

6.2 Etapas de Modelamiento

Para realizar el Modelamiento del botadero, fue necesario establecer la geometría a modelar, la cual

se ilustra en la Figura N° 32, donde se establecen las alturas, ángulos, bermas y todos los elementos

propios de los botaderos.

Una vez definida la geometría, se introduce al software, para realizar el mallado y establecer las

condiciones de borde, las cuales se muestran a continuación:



Figura N° 32: Mallado en el software FLAC, de la geometría propuesta en la Figura N° 7.

Después de haber configurado de manera adecuada la malla, se procede a describir las distintas

zonas de material (propiedades indicadas en la Tabla N°2.)

Figura N° 33: Zonificación de perfil acorde a nivel de cohesión.

Una vez realizado el mallado e ingreso de materiales, se procede a introducir la aceleración de

gravedad correspondiente al análisis a realizar, ya sea Estático o Pseudo-dinámico (definido en el

capítulo de Riesgo Sísmico).



7 RESULTADOS MODELACIÓN

Debido a que los resultados entregados por el software FLAC son de manera grafica, a continuación

se mostrarán las imágenes entregadas por el programa y se comentarán los resultados.

En base a los resultados obtenidos de la modelación en el software FLAC 7.0, se concluye que el

perfil analizado se encuentra bajo parámetros normales y seguros, acorde a lo establecido

anteriormente.

Caso Estático Caso Pseudo‐Dinamico

FS 1,83 / 1,3 1,57 / 1,1

Tabla 5: Factores de Seguridad Obtenidos del Análisis de Estabilidad con Respecto a los Exigidos por el Criterio de

Aceptabilidad.

7.1 Modelación Estática

A continuación se presentan los distintos estados verificados para la Modelación Estática.

Desplazamientos en la dirección X

Figura N° 34: Desplazamientos en la dirección X, para el caso estático, donde se aprecia un desplazamiento horizontal máximo

de 8 metros.



Desplazamientos en la dirección Y

Figura N° 35: Desplazamientos en la dirección Y, para el caso estático, donde se aprecia un desplazamiento vertical máximo

de 9 metros.

Calculo Factor de Seguridad

Figura N° 36: Calculo Factor de Seguridad FS, para el caso estático, el cual arrojo un valor de FS = 1.83, superior al límite para el caso estático igual a un FSE = 1.30.



7.2 Modelación Pseudo-Dinámica

A continuación se presentan los distintos estados verificados para la Modelación Pseudo-Dinámica.

Desplazamientos en la dirección X

Figura N° 37: Desplazamientos en la dirección X, para el caso dinámico, donde se aprecia un desplazamiento horizontal

máximo de 10 metros.

Desplazamientos en la dirección Y

Figura N° 38: Desplazamientos en la dirección Y, para el caso estático, donde se aprecia un desplazamiento vertical máximo

de 10 metros.



Calculo Factor de Seguridad

Figura N° 39: Calculo Factor de Seguridad FS, para el caso dinámico, el cual arrojo un valor de FS = 1.57, superior al límite para el caso dinámico igual a un FSD = 1.10.

7.3 Probabilidad de Falla

Para evaluar la probabilidad de falla asociada a dicha superficie se emplea el método de Duncan, considerando un coeficiente de variación de 10% y 40% para el ángulo de fricción y la cohesión, respectivamente. Para esto, se utiliza la metodología propuesta por Duncan (2000). Se generan valores para factor de seguridad a partir de las combinaciones de los parámetros incrementados y disminuidos en una desviación estándar.

Tabla 6: Variación y combinaciones de parámetros para el cálculo de variación de Factor de Seguridad

Donde delta FSi = (Fip- Fim), donde Fip y Fim, son los factores de seguridad calculados para un caso Base y la Cohesión, Fricción, incrementado y disminuido en una desviación estándar desde el mejor valor estimado. Esto significa, que para la sección analizada, se deben cambiar las propiedades de las unidades geotécnicas tal como se ilustra en tabla anterior y recalcular el factor de seguridad, en función de las variaciones provocadas.



Para la determinación de la desviación estándar y del coeficiente de variación del factor de seguridad, se utiliza la técnica de las series de Taylor (Wolf 1994; U.S. Army Corps of Engineers 1997, 1998), o sea:

FM es el valor del factor de seguridad más probable, calculada usando las mejores estimaciones de los parámetros involucrados.

Utilizando las ecuaciones, ilustradas más arriba, se evalúa la desviación estándar y el coeficiente de variación.

Posteriormente con los valores obtenidos se calcula la probabilidad de falla, es decir la probabilidad de que el factor de seguridad sea menor que uno, utilizando una distribución normal con media FM y VFS.

Finalmente, el resultado de la probabilidad de falla, para un análisis pseudo-dinámico, con factor de seguridad medio de 1,57, es de 0,42%, donde el criterio de aceptabilidad indica que para zonas críticas el valor debe ser menor a 10% (factor de seguridad para caso estático es de 1,83). 7.3 Análisis de caída de rocas

Se realizó simulación de caída de rocas desde el 3er piso del botadero, a través de software Rocfall 4.0, para el perfil crítico de análisis, el cual considera dos primeros pisos de 80m y el tercero de 60m. Los casos modelados variaron desde una roca de Masa de 50 [Kg] hasta 500 [Kg], donde se determina que no superan la primera berma de 30m de ancho. La simulación considero velocidad crítica de 25m/s, lo cual no da la seguridad de que las bermas establecidas cumplen con los parámetros de seguridad de contención, ante un posible desplazamiento.

Figura N° 40: Simulación de caída de rocas desde tercer piso de botadero



8 CONTROL OPERATIVOS DE BOTADEROS

8.1 Control Operacional y de Diseño La Superintendencia de Geotecnia y Planificación Corto Plazo, tiene la responsabilidad de indicar la secuencia y configuración geométrica de los botaderos, como también el control de bordes, realizando inspecciones que permitan detectar inicio de agrietamientos, asentamientos, hoyos (sink-holes), que pueden desencadenar en una inestabilidad del talud. El control es por medio de levantamientos topográficos (tipos Scaner Laser), los cuales se concilian de acuerdo a los diseños establecidos, y asi evitar desviaciones de alturas, como bermas de desacople. Para el caso de detección de inestabilidad, se realiza instrumentación por medio de prismas y medición a través de estación total, y si la condición desmejora, se activa monitoreo continuo, con supervisión on-line, tipo 24/7, a través de Georadar. Sistema –Estación Total: Sistema de instrumentación tradicional que se utiliza para medir una densidad de prismas, instalados en la superficie del talud, con el objetivo de controlar los desplazamientos y la velocidad de deformación de la pared. Esta medición se realiza en forma discreta por medio de Estación Total Automática, con mediciones diarias, semanales. Si la condición desmejora, se instala un monitoreo continuo por medio de Geo-Radar.

Figura N° 41: Prisma Instalado en Botadero OBL, para medición discreta de Grietas, por medio de estación Total.



Sistema Continuo Geo-Radar.

El sistema Georadar entrega mediciones de deformación de taludes y desplazamiento en cualquier clima, en tiempo real con alta precisión utilizando tecnología radares (reflexión de señal electromagnética) de última generación. El sistema Georadar tiene la capacidad de operar a una distancia entre 2.500m.a 3000m.

La ejecución simultánea de las mediciones de estabilidad y exploración, junto con las conexiones de datos externos de alta velocidad para operación a distancia y la confiabilidad extremadamente alta, hace que el Georadar sea una herramienta esencial para el mejoramiento de la productividad, planificación y seguridad minera en tiempo real.

Actualmente en la división existen 4 equipos de monitoreo continuo Radar, con un plan aprobado para el año 2013, de incorporar de 2 nuevas unidades.

VENTAJAS DEL SISTEMA

• Alcance 1700 metros (mediciones a mayor distancia, resolución menor). • Escanea 270 grados horizontalmente y 120 grados verticalmente. • Precisión sub-milimétrica 0.1mm a una distancia de 850m. • Operación continua • Amplia zona de cobertura • Opera en ambiente con polvo y niebla • Fácil transporte • Operación remota • Cámara digital de alta resolución • Se pueden fijar alarmas a través del software • Análisis en tiempos cortos

Figura N° 42: Sistema de monitoreo continuo Georadar, instalado en la fase 16.



La superintendencia de Operaciones Mina, tiene la responsabilidad de seguir las indicaciones de diseño en la construcción del botadero de lastre y reparar en el caso de algún inicio de fallamiento del talud, autorizar ingreso al sector de corona y pata, a personal capacitado y entrenado con respecto a los riesgos existentes en los taludes, y debe cerrar accesos, que conduzcan a la pata de éstos.

No se deben construir instalaciones, a 30m de la pata del talud de los botaderos de lastres. 8.2 Plan de acción ante sismos. Para evacuar la pata del talud en caso de Sismo, Todos deben alejarse 100m de ésta, y 100m del borde, en el caso de encontrarse ubicado sobre el nivel superior o corona, con el fin de evitar daño por algún derrame. Todas estas medidas, se encuentran incluidas en el PLAN DE CONTINGENCIA ANTE POTENCIALES EVENTOS GEOTÉCNICOS Y SISMOS, además en el protocolo de CONTROL DE BOTADEROS. El plan de contingencia considera, medidas a tomar durante el sismo, y posterior al evento, con zonas de evacuación y resguardo. A continuación se muestra un esquema general del plan de contingencias ante sismos en mina y botaderos.

Figura N° 43: Plan de contingencias antes sismos e inestabilidades para Mina y Botaderos en División Radomiro Tomic.



9 REFERENCIAS

Marachi, N D, Chan, C K and Seed, H B, 1972. “Evaluation of properties of rockfill materials”, J

Soil Mech, Div ASCE, 98(SM1):95-114.

Leps, T.M. 1970. Review of Shearing Strength ofRockfill. Proceedings ASCE. Journal of Soil

Mechanics and Foundation Engineering Division. 96, SM4:1159-1170.

Hoek, E., C. Carranza-Torres, and B. Corkum (2002).Hoek-Brown failure criterion – 2002

Edition. In R. Hammah, W. Bawden, J. Curran, and M. Telesnicki (Eds.), Proceedings of

NARMS-TAC 2002, Mining Innovation and Technology. Toronto - 10 July2002, pp. 267–273.

University of Toronto.

Berger Intl., Louis & INECON Ltda. (1988) “Plan de Desarrollo Portuario V Región y

Factibilidad Ia Etapa – Sección III.2.1.2.2: Relación Entre las Aceleraciones Máximas Medidas

y los Coeficientes Sísmicos de Diseño de Obras Portuarias”. Tomo I: Informe Final. Ministerio

de Transportes y Telecomunicaciones. Junio.

Protocolo de control de Botaderos DRT 2013

Plan de Contingencias ante potenciales eventos geotécnicos y sismos DRT 2013.

Documents

Informe Analisis Estabilidad Botaderos