Estudio del comportamiento sísmico de relaves espesados mediante el análisis de columna unidimensional, considerando grietas de contracción

Texto completo

(1)PONTIFICIA UNIVERSIDAD CATOLICA DE CHILE ESCUELA DE INGENIERIA Departamento de Ingeniería Estructural y Geotécnica. ESTUDIO DEL COMPORTAMIENTO SÍSMICO DE RELAVES ESPESADOS MEDIANTE EL ANÁLISIS DE COLUMNA UNIDIMENSIONAL, CONSIDERANDO GRIETAS DE CONTRACCIÓN. GABRIEL FERRER TAGLE. Tesis presentada a la Dirección de Investigación y Postgrado como parte de los requisitos para optar al grado de Magister en Ciencias de la Ingeniería. Profesor Supervisor: CHRISTIAN ALFONSO LEDEZMA ARAYA. Santiago de Chile, Octubre 2011 © MMXI, G ABRIEL F ERRER TAGLE.

(2) PONTIFICIA UNIVERSIDAD CATOLICA DE CHILE ESCUELA DE INGENIERIA Departamento de Ingeniería Estructural y Geotécnica. ESTUDIO DEL COMPORTAMIENTO SÍSMICO DE RELAVES ESPESADOS MEDIANTE EL ANÁLISIS DE COLUMNA UNIDIMENSIONAL, CONSIDERANDO GRIETAS DE CONTRACCIÓN. GABRIEL FERRER TAGLE. Miembros del Comité: CHRISTIAN ALFONSO LEDEZMA ARAYA ESTEBAN PATRICIO SÁEZ ROBERT JORGE HERNÁN TRONCOSO TRONCOSO GONZALO ERNESTO PIZARRO PUCCIO Tesis presentada a la Dirección de Investigación y Postgrado como parte de los requisitos para optar al grado de Magister en Ciencias de la Ingeniería Santiago de Chile, Octubre 2011 © MMXI, G ABRIEL F ERRER TAGLE.

(3) A Daniela, dedico todo el trabajo plasmado en esta tesis. A mis padres y hermanos, por su constante apoyo, estímulo y entrega durante toda mi carrera..

(4) AGRADECIMIENTOS. En primer lugar, me gustaría agradecer a mis padres por haberme dado la oportunidad de estudiar esta gratificante carrera. A Daniela Brañes, quien fue polola, novia y señora, durante estos dos años de investigación. Ella me motivó a realizar el Magister y siempre estuvo a mi lado. Agradezco la ayuda de mis profesores y compañeros. En forma especial, al Prof. Christian Ledezma por su disposición y entrega gratuita de conocimiento. También al Prof. Esteban Sáez, quien a pesar de no ser mi profesor guía, participó activamente y con gran dedicación en el desarrollo de mi tesis. El apoyo de MWH Global a través de su beca para estudiantes de Magíster, y especialmente al Prof. Jorge Troncoso por su consejo a lo largo de esta investigación. Se agradece además a M.Sc. Loreto Cifuentes por haber facilitado los resultados experimentales que se emplearon para la calibración del modelo constitutivo. Finalmente, muchas gracias a todos aquellos que colaboraron en mi desarrollo personal y profesional.. iv.

(5) INDICE GENERAL. AGRADECIMIENTOS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. iv. INDICE DE FIGURAS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. viii. INDICE DE TABLAS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. xvi. RESUMEN . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . xvii ABSTRACT . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . xviii 1. INTRODUCCIÓN . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1. 2. ESTADO DEL ARTE . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 8. 2.1.. Características Generales de los Depósitos de Relaves Espesados . . . . .. 11. 2.2.. Composición, Propiedades y Granulometría de Relaves Espesados . . . . .. 16. 2.3.. Ensayos y Modelos del Comportamiento Sísmico de Relaves Espesados . .. 18. 2.4.. Otras Investigaciones Relacionadas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 24. 3. PROGRAMAS COMPUTACIONALES DISPONIBLES . . . . . . . . . . . .. 26. 3.1.. QUAD4M. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 27. 3.2.. QUAKE/W . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 28. 3.3.. GEFDyn . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 30. 4. CALIBRACIÓN DE LOS PARÁMETROS DEL MODELO CONSTITUTIVO. 32. 4.1.. Caracterización de las Probetas de Relave Espesado . . . . . . . . . . . .. 33. 4.2.. Comportamiento Monótono . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 36. 4.3.. Comportamiento Cíclico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 42. 5. RESPUESTA DINÁMICA DE UNA COLUMNA DE SUELO REPRESENTATIVA DEL TTD . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 50. 5.1.. Procedimiento para la Confección del Modelo . . . . . . . . . . . . . . .. 52. 5.2.. Condiciones de Borde . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 53 v.

(6) 5.3.. Registros Sísmicos Utilizados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 54. 5.4.. Respuesta de una Columna sin Grietas de Relave Espesado . . . . . . . .. 56. 5.4.1.. Inicialización estática de las condiciones del depósito . . . . . . . . .. 57. 5.4.2.. Cálculo dinámico elástico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 58. 5.4.3.. Cálculo dinámico inelástico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 61. 5.4.3.1.. Análisis de la respuesta inelástica para un registro particular . . . . . .. 62. 5.4.3.2.. Análisis de la respuesta inelástica considerando todos los registros . . .. 75. Respuesta del Modelo de la Columna Incorporando el Agrietamiento . . .. 80. 6. CONCLUSIONES Y TRABAJO FUTURO . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 95. Referencias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 98. 5.5.. ANEXO A.. MODELACION CON PROGRAMA COMPUTACIONAL QUAKE/W 107. A.1.. Descripción General del Modelo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107. A.2.. Parámetros del Modelo Computacional . . . . . . . . . . . . . . . . . . 108. A.2.1.. Obtención de propiedades de los bloques de relave espesado . . . . . 108. A.2.2.. Generación de la excitación sísmica . . . . . . . . . . . . . . . . . . 110. A.3.. Procedimiento para Confección de Modelo en QUAKE/W . . . . . . . . 111. A.4.. Modelos Analizados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112. A.4.1.. Modelo lineal elástico sin napa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112. A.4.2.. Modelo lineal elástico con napa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114. A.4.3.. Modelo lineal-equivalente con napa . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115. A.5.. Comparación de Resultados Obtenidos con Enfoque Tradicional . . . . . 116. A.6.. Análisis de Sensibilidad y Comentarios Generales del Programa QUAKE/W 118. ANEXO B.. MODELO ELASTO-PLASTICO MULTI-MECANISMOS HUJEUX. 121. Hipótesis 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122 Hipótesis 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122 Hipótesis 3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123 Hipótesis 4 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124 Hipótesis 5 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125 vi.

(7) Hipótesis 6 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 136 Hipótesis 7 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 140 Tratamiento de las tracciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 140 B.1.. Integración Numérica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142. ANEXO C.. MODELACIONES ADICIONALES REALIZADAS . . . . . . . . . 146. C.1.. Simulaciones de Ensayos de Laboratorio . . . . . . . . . . . . . . . . . . 146. C.2.. Modelo de una Columna Homogénea de Arena Toyoura Dr 38%. . . . . . 148. C.2.1.. Resultados utilizando la malla gruesa . . . . . . . . . . . . . . . . . 149. C.2.2.. Resultados utilizando la malla fina . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 155. C.2.3.. Comparación del tamaño de la malla . . . . . . . . . . . . . . . . . 157. C.3.. Sensibilidad de la Malla en la Columna Homogénea de Relave Espesado . 160. C.4.. Comparación de la Licuefacción Obtenida en el Análisis Dinámico de la. Columna con los Resultados de Ensayos de Laboratorio . . . . . . . . . . . . . 162 C.5.. Modelación de la Construcción por Capas de un TTD . . . . . . . . . . . 165. C.6.. Evolución de la Razón entre Esfuerzos Efectivos Verticales y Horizontales. para el Caso Dinámico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 168 C.7.. Respuesta de la Columna de Relave Espesado con Grietas de Mayor Tamaño 168. C.8.. Comportamiento del Medio Fluido y Disipación de los Excesos de Presiones. de Poros . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 169 C.9.. Tiempos de Cálculo y Recursos Computacionales . . . . . . . . . . . . . 173. C.10.. Propiedades de los Registros Sísmicos Utilizados . . . . . . . . . . . . . 175. ANEXO D.. ARCHIVOS DE COMANDOS GEFDYN . . . . . . . . . . . . . . 177. ANEXO E. ALGORITMO DE GENERACION ALEATORIA DE GRIETAS DE CONTRACCION . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 179. vii.

(8) INDICE DE FIGURAS. 1.1 Esquema del sistema de descarga de un depósito de relaves espesados . . . . .. 3. 1.2 Muro de confinamiento de un depósito de relaves espesados . . . . . . . . . . .. 4. . . . . . . . . .. 5. 1.4 Mediciones de espesores realizadas en depósito de relave en pasta . . . . . . .. 5. 1.5 Disposición de capas de relave fresco sobre relave agrietado . . . . . . . . . .. 6. 2.1 Imágenes del tranque de Ovejería (terremoto del 27 de febrero de 2010 en Chile). 10. 1.3 Agrietamiento superficial de un depósito de relaves espesados. 2.2 Comparación entre las curvas granulométricas de relave de una presa convencional y de un depósito de relaves espesados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 12. 2.3 Conductividad hidráulica medida en función del índice de vacíos . . . . . . . .. 17. 2.4 Superficie de un depósito de relave espesado con grietas rellenas con relave fresco 19 2.5 Modelo simplificado de un TTD . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 21. 2.6 Esquema del estado de los suelos, para trayectorias usuales de ensayos triaxiales. 23. 4.1 Curvas de granulometría de muestra de relave espesado secado en caja . . . . .. 35. 4.2 Curvas de comportamiento monótono de muestras de relaves espesados . . . . .. 37. 4.3 Comparación de resultados de ensayos triaxiales monótonos ICU en muestras inalteradas con las curvas del modelo constitutivo . . . . . . . . . . . . . . . .. 41. 4.4 Curvas de histéresis para las presiones de confinamiento de los juegos de parámetros calibrados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 43. 4.5 Procedimiento para calcular los valores de G y D para distintos ciclos de cargadescarga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 44. 4.6 Comparación de las curvas de degradación simuladas para relave espesado con las curvas de relave convencional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 45. 4.7 Curvas de comportamiento simuladas de ensayo triaxial cíclico no-drenado . . .. 47 viii.

(9) 4.8 Comparación de las curvas de resistencia cíclica para las distintas presiones de confinamiento, para el criterio de D.A. 5% . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 48. 4.9 Comparación de las curvas de resistencia cíclica para las distintas presiones de confinamiento, para el criterio de D.A. 10% . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 48. 4.10 Comparación de las curvas de resistencia cíclica para las distintas presiones de confinamiento, para el criterio de ∆uw = p′0 . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 49. 5.1 Esquema de un perfil de suelo unidimensional . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 53. 5.2 Condiciones de borde para modelos estático y dinámico de una columna de suelo. 55. 5.3 Distribución de parámetros calibrados en la columna de relave espesado . . . .. 58. 5.4 Estado de tensiones efectivas y presiones de poros en la columna de relave espesado, al final del cálculo estático . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 59. 5.5 Módulo de la razón espectral de la respuesta elástica en superficie del perfil de relave espesado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 59. 5.6 Perfil de velocidades de ondas de corte para una columna homogénea de relave espesado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 61. 5.7 Registro de aceleración Universidad Técnica Federico Santa María, componente Norte 70º Este . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 63. 5.8 Respuesta del extremo superior de la columna para el registro USMN70E, considerando dos posiciones del nivel freático . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 64. 5.9 Comparación de aceleraciones en superficie para el registro USMN70E, considerando dos posiciones del nivel freático . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 65. 5.10 Perfil de aceleraciones en la profundidad para el caso del modelo homogéneo .. 66. 5.11 Evolución de la aceleración promedio en profundidad con el tiempo, para el caso del modelo homogéneo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 67. 5.12 Variación de los esfuerzos de corte inducidos en algunas profundidades, para el registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 69 ix.

(10) 5.13 Evolución de la presión de poros para algunas profundidades , usando el registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 70. 5.14 Variación de ru en el tiempo para algunas profundidades, usando el registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 71. 5.15 Perfil de variaciones de presiones de poros con la profundidad para el caso del modelo homogéneo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 72. 5.16 Evolución de las variaciones de presiones de poros para el registro USMN70E en los 15 metros superiores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 73. 5.17 Espectro de respuesta de la columna homogénea para el registro de USMN70E y napa freática a 1 m de profundidad. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 74. 5.18 Comparación de espectros de respuesta de la columna homogénea para el registro de USMN70E, considerando dos posiciones de la napa freática . . . . . . . . .. 75. 5.19 Comparación de las aceleraciones en superficie e input para registros chilenos en la columna homogénea de relave espesado, considerando la napa freática a 1 m de profundidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 76. 5.20 Comparación de las variaciones del asentamiento con el tiempo para registros chilenos en la columna homogénea de relave espesado, considerando la napa freática a 1 m de profundidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 77. 5.21 Correlación de los valores de asentamientos co-sísmicos con la aceleración máxima de los registros chilenos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 78. 5.22 Correlación de los valores de asentamientos co-sísmicos con la Intensidad de Arias de los registros chilenos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 78. 5.23 Envolvente de perfil de variación de presiones de poros de la columna homogénea para todos los sismos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 79. 5.24 Propiedades estadísticas del perfil de variación de presiones de poros de la columna homogénea para todos los sismos . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 80. 5.25 Espectros de respuesta de la columna homogénea considerando todos los sismos 81 x.

(11) 5.26 Propiedades estadísticas de los espectros de respuesta considerando todos los registros . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 82. . . . . . . . . . . . . . .. 83. 5.27 Esquema de modelo incorporando el agrietamiento. 5.28 Coeficiente de variación y asentamientos de distintas realizaciones, para el registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 84. 5.29 Coeficiente de variación y asentamientos de distintas realizaciones, para el registro PCHNS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 85. 5.30 Coeficiente de variación y asentamientos de distintas realizaciones, para el registro RAPNS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 85. 5.31 Coeficiente de variación y asentamientos de distintas realizaciones, para el registro RAPNS 2010 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 86. 5.32 Evolución del asentamiento de las distintas realizaciones, para los registros USMN70E, PCHNS, RAPNS y RAPNS 2010 . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 88. 5.33 Perfiles de variaciones de presiones de poros de las distintas realizaciones, para los registros USMN70E, PCHNS, RAPNS y RAPNS 2010 . . . . . . . . . . .. 89. 5.34 Perfil de aceleraciones en profundidad de la realización 19, para el registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 90. 5.35 Perfil de aceleraciones en profundidad de la realización 50, para el registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 90. 5.36 Evolución de la aceleración promedio en profundidad con el tiempo de las realizaciones 19 y 50, y el caso homogéneo, para el registro USMN70E. . . . .. 91. 5.37 Evolución del asentamiento para dos configuraciones de grietas distintas, utilizando el registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 92. 5.38 Comparación de perfiles de ru de dos configuraciones de grietas distintas, para el registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 93. 5.39 Comparación de perfiles de variaciones de presiones de poros de dos configuraciones de grietas distintas, para el registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . .. 94 xi.

(12) A.1 Esquema del modelo inicial con QUAKE/W . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107 A.2 Comparación de malla fina con malla gruesa . . . . . . . . . . . . . . . . . . 108 A.3 Comparación de las condiciones de borde para modelos estático y dinámico . . 112 A.4 Curvas del programa QUAKE/W que permiten evaluar licuefacción . . . . . . 112 A.5 Distribución de tensiones de corte en un perfil vertical . . . . . . . . . . . . . 114 A.6 Modelo lineal elástico con napa en la cota z = 0.6 m . . . . . . . . . . . . . . 115 A.7 Zonas potencialmente licuables en modelo lineal elástico con napa . . . . . . 116 A.8 Zonas potencialmente licuables en modelo lineal-equivalente con napa . . . . 117 A.9 Módulo característico de la estructura compleja de relaves espesados en una determinada capa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118 A.10 Registro de aceleración de tipo sinusoidal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119 B.1 Representación del estado de tensiones para el mecanismo desviador k . . . . 127 B.2 Representación de Mohr del estado de deformaciones en el plano i − j del mecanismo k . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128 B.3 Influencia del parámetro b en la forma de la superficie de falla, en el plano k. . 130. B.4 Representación gráfica de α (rk ) que controla la evolución del mecanismo desviador k. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133. B.5 Evolución de los límites de comportamiento en el plano desviador normalizado del mecanismo k . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 134 B.6 Línea de estado crítico y de estado característico . . . . . . . . . . . . . . . . 136 B.7 Movilización progresiva del mecanismo isotrópico . . . . . . . . . . . . . . . 138 B.8 Evolución del límite isotrópico en el eje normalizado del mecanismo de consolidación p̃′ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139 B.9 Posición relativa a la recta de estado crítico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 141 C.1 Esquema de un ensayo triaxial 3D no-drenado . . . . . . . . . . . . . . . . . 147 C.2 Comparación caso no-drenado ensayos triaxial 3D y triaxial 2D axisimétrico . 148 xii.

(13) C.3 Aceleraciones en superficie utilizando distintos pasos de integración, para la malla gruesa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150 C.4 Detalle de las aceleraciones en superficie utilizando distintos pasos de integración, para la malla gruesa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150 C.5 Asentamientos de la columna utilizando distintos pasos de integración, para la malla gruesa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 151 C.6 Perfiles de variaciones de presiones de poros utilizando distintos pasos de integración, para la malla gruesa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 151 C.7 Razón de presiones de poros a 2.8 m de profundidad utilizando distintos pasos de integración, para la malla gruesa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152 C.8 Razón de presiones de poros a 14.8 m de profundidad utilizando distintos pasos de integración, para la malla gruesa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152 C.9 Asentamientos obtenidos utilizando distintos parámetros de integración de Newmark, para la malla gruesa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153 C.10 Perfil de variaciones de presiones de poros utilizando distintos parámetros de integración de Newmark, para la malla gruesa . . . . . . . . . . . . . . . . . . 154 C.11 Razón de presiones de poros a 2.8 m de profundidad utilizando distintos parámetros de integración de Newmark, para la malla gruesa . . . . . . . . . . 154 C.12 Razón de presiones de poros a 14.8 m de profundidad utilizando distintos parámetros de integración de Newmark, para la malla gruesa . . . . . . . . . . 155 C.13 Asentamientos obtenidos utilizando distintos parámetros de integración de Newmark, para la malla fina . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 155 C.14 Perfil de variaciones de presiones de poros utilizando distintos parámetros de integración de Newmark, para la malla fina . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 156 C.15 Razón de presiones de poros a 2.8 m de profundidad utilizando distintos parámetros de integración de Newmark, para la malla fina . . . . . . . . . . . . 156 xiii.

(14) C.16 Razón de presiones de poros a 14.8 m de profundidad utilizando distintos parámetros de integración de Newmark, para la malla fina . . . . . . . . . . . . 157 C.17 Aceleraciones en superficie utilizando distintas mallas, con los parámetros óptimos de integración de Newmark . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 158 C.18 Asentamientos obtenidos utilizando distintas mallas, con los parámetros óptimos de integración de Newmark . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 158 C.19 Perfil de variaciones de presiones de poros utilizando distintas mallas, con los parámetros óptimos de integración de Newmark . . . . . . . . . . . . . . . . . 159 C.20 Razón de presiones de poros a 2.8 m de profundidad utilizando distintas mallas, con los parámetros óptimos de integración de Newmark . . . . . . . . . . . . . 159 C.21 Razón de presiones de poros a 14.8 m de profundidad utilizando distintas mallas, con los parámetros óptimos de integración de Newmark . . . . . . . . . . . . . 160 C.22 Comparación de los asentamientos obtenidos con distintas discretizaciones, para el registro PAPS40E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 161 C.23 Perfil de variaciones de presiones de poros con distintas discretizaciones, para el registro PAPS40E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 162 C.24 Variación del esfuerzo de corte a 6.5 m de profundidad (registro USMN70E) . 163 C.25 Variación del esfuerzo de corte a 8 m de profundidad (registro USMN70E) . . 164 C.26 Comparación de la razón de esfuerzos cíclicos del modelo para dos profundidades 165 C.27 Resultados comparativos del coeficiente K0 utilizando construcción por capas. 167. C.28 Evolución del coeficiente K0 en distintas profundidades (registro USMN70E). 169. C.29 Coeficiente de variación para distintas realizaciones con grietas de 15 cm, para el registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 170 C.30 Coeficiente de variación para distintas realizaciones con grietas de 15 cm, para el registro RAPEW . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 170 C.31 Evolución del asentamiento al añadir 3 minutos de aceleración nula al final del registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172 xiv.

(15) C.32 Variación de las presiones de poros al añadir 3 minutos de aceleración nula al final del registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172 C.33 Variación de la tensión de corte al añadir 3 minutos de aceleración nula al final del registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 173 C.34 Integración del registro USMN70E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 176 C.35 Cálculo de la Intensidad de Arias y t95 para el registro de USMN70E . . . . . 176 D.1 Archivo de comandos para realizar el cálculo estático del modelo homogéneo de una columna de relave espesado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 177 D.2 Archivo de comandos para realizar el cálculo dinámico del modelo homogéneo de una columna de relave espesado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 178 E.1 Distribución de las propiedades de los elementos según las dimensiones consideradas para bloques y grietas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181. xv.

(16) INDICE DE TABLAS. 4.1 Resumen de resultados de ensayos para propiedades de índice de relave integral (Cifuentes y Verdugo, 2009).. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 34. 4.2 Resumen de parámetros calibrados modelo Hujeux, para relave espesado de acuerdo a ensayos de Cifuentes y Verdugo (2009) (adaptada de Lopez-Caballero y Modaressi-Farahmand-Razavi, 2010). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 39. 5.1 Propiedades de los registros sísmicos utilizados en la modelación. . . . . . . .. 55. A.1Geometría del modelo inicial. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109 A.2Propiedades de los suelos utilizados en el modelo inicial. . . . . . . . . . . . . 110 A.3Comparación de aceleraciones en la parte superior del depósito de relave. . . . . 113. xvi.

(17) RESUMEN. En el proceso de obtención de cobre por flotación, se genera una gran cantidad de desechos o “relave”, los que son generalmente almacenados en tranques de relave. Dada su composición y alto contenido de agua, este tipo de depósitos puede verse gravemente afectado por movimientos sísmicos de mediana a gran magnitud. Los depósitos de relaves espesados (TTD, Thickened Tailings Disposal) son una forma alternativa a los depósitos convencionales, en que se extrae una cantidad considerable de agua del relave antes de depositarlo. Este método sólo se ha utilizado en proyectos de mediana minería en el mundo, y en países con bajo riesgo sísmico, por lo que se hace necesario evaluar cuidadosamente el uso de esta tecnología antes de implementarla en Chile. Al perder humedad, el relave espesado depositado se contrae y se forman bloques poligonales separados por grietas verticales. Al depositar una nueva capa, estas grietas se van llenando con relave fresco que no llega al límite de contracción. El propósito de esta investigación fue modelar a través del método de elementos finitos, el comportamiento sísmico de esta estructura de bloques sólidos de relave con grietas rellenas de relave blando. Para ello, se estudió la respuesta dinámica unidimensional de una columna representativa de relave espesado, utilizando como input sismos chilenos, y representando el comportamiento de éstos mediante un modelo elasto-plástico multi-mecanismos. Un aspecto importante de este estudio fue la evaluación del potencial de licuefacción del TTD, analizando perfiles de variaciones de presiones de poros con la profundidad para una serie de realizaciones con distribuciones aleatorias de posición de las grietas de contracción. Este análisis mostró que la presencia de las grietas produce cambios relevantes en la generación de presiones de poros y en los asentamientos que experimenta la columna.. Palabras Claves: relaves espesados, licuefacción, comportamiento sísmico, modelo de elementos finitos, grietas de contracción. xvii.

(18) ABSTRACT. During the extraction process of copper by flotation methods, large quantities of waste materials (tailings) are produced, which are typically stored in large tailing deposits. Given the composition and high water content of conventional tailings, this type of deposits may be adversely affected by medium to strong seismic ground motions. Thickened Tailings Disposal (TTD) is an alternative to conventional tailings ponds. In TTD a considerable amount of water is extracted from the tailings before their deposition. This deposition technique, however, has only been implemented in medium-sized mining projects and in areas with rather low seismic activity. The use of TTD in Chile needs to be thoroughly evaluated before its implementation in actual projects. Once a thickened tailings layer is deposited it loses water and it shrinks, forming a relatively regular structure of tailings’ blocks with vertical cracks in between. When a new tailings layer is deposited, the vertical cracks are filled up with “fresh” tailings, that do not reach the shrinkage limit. The dynamic behavior of this structure made of “solid” blocks with softer material in between was studied using the finite-element method. The 1D dynamic response of a representative column of this complex structure was analyzed considering a suite of chilean input motions and an elasto-plastic multi-yielding constitutive model for the tailings behavior. An important aspect of this study was the liquefaction potential evaluation of TTD. Pore water preassure profiles were evaluated for several realizations with a random distribution for the cracks’ position. It was observed that cracks change the column’s dynamic response, pore pressure generation, and settlements.. Keywords: thickened tailings, liquefaction, seismic behaviour, finite-element model, shrinkage cracks. xviii.

(19) 1. INTRODUCCIÓN. Cada vez que se menciona la producción minera, se hace referencia a las miles de toneladas de mineral que diariamente se obtienen del proceso. Sin embargo, en la minería de cobre chilena, aproximadamente el 1% en peso del material que se extrae de las minas corresponde al mineral, mientras que el resto se transforma en residuos mineros o “relave” (Verdugo, 2011). En efecto, cada día se deposita más de un millón de toneladas de relave en nuestro país (Troncoso y Garcés, 2000). Los relaves son una mezcla de material granular, minerales, agua, roca molida, y además, producto de los procesos de extracción, contienen altas concentraciones de productos químicos (Capone, 2009). Ha habido ocasiones en las que no se han tomado las medidas de seguridad necesarias para almacenar estos residuos, y se han producido catástrofes con derrames de miles de metros cúbicos de relave, causando un serio impacto ambiental y, en algunos casos, incluso pérdidas humanas. Por ejemplo, el año 1985, producto de la falla de dos presas de relave en Stava, al norte de Italia, se derramaron 180000 m3 , causando la muerte de 268 personas (Sammarco, 2004). En 1994, cedió el muro de contención de una presa de relave en Merriespruit, Sudáfrica; más de 2.5 millones de toneladas de relave licuado arrasaron con el pueblo minero y provocaron la muerte de 17 personas (Van Niekerk y Viljoen, 2005). Producto del terremoto que azotó a la zona central de Chile el 28 de marzo de 1965, fallaron 8 presas de relave; dos de éstas arrasaron con el pueblo El Cobre, en donde murieron más de 200 personas (Psarropoulos y Tsompanakis, 2008; Verdugo, 2009). Existen diversas formas de almacenar los relaves. Las más usadas son las presas convencionales, cuyo muro de contención puede estar formado por material de empréstito o por las partículas gruesas del relave. En el segundo caso, el relave pasa por un proceso de hidrocicloneo, en que se separa la fracción gruesa del relave (utilizada para construir el muro) de las lamas (fracción fina mezclada con la mayor parte del agua), que son depositadas en la cubeta (Capone, 2009). Estas presas tienen la ventaja de que su diseño, construcción y operación son bien conocidos, y han mostrado en general un buen comportamiento sísmico. Al decantar los sólidos, sin embargo, se forma una laguna en la superficie, lo que podría. 1.

(20) provocar problemas de licuefacción e infiltración (Robinsky, 1999). La inestabilidad de las presas se debe en gran parte a la baja densidad de los relaves contenidos y a la pérdida de resistencia como resultado de un sismo (Castro, 2003). Por otra parte, están los depósitos alternativos de relave, entre los que se encuentran los depósitos de relaves espesados o TTD (por su sigla en inglés, Thickened Tailings Disposal) y los relaves en pasta, que difieren principalmente en el porcentaje de recuperación de agua, en la concentración de partículas sólidas, en el ángulo de depositación, y en el rango de Yield Stress (tensión de fluencia) que presenta el relave, el que a su vez determina su transporte (Cincilla, Landriault, y Verburg, 1997; Bussière, 2007). También se cuentan los relaves filtrados (Dry Stack Tailings) donde, a diferencia de los tres anteriores, es extraída una mayor cantidad de agua con el objeto de depositar el relave en un estado nosaturado (Davies y Rice, 2001; Oldecop, Rodari, Muñoz, y Zabala, 2011). La selección de cualquiera de estos depósitos va a depender en gran medida de las propiedades del relave de cada mina, de las condiciones topográficas y climáticas del sitio, y del presupuesto de la compañía minera. Un sistema adicional, que ha generado diversas críticas medioambientales (Blackwood y Edinger, 2007), es el método de descarga de relaves en alta mar (Submarine Tailings Disposal), utilizado en proyectos mineros en British Columbia, Canadá, y en Indonesia (Gipson Jr., 1998). El relave espesado es un tipo de relave al cual se le extrae gran parte del agua que lleva mediante sedimentación en Estanques Espesadores y/o filtrado en equipos mecánicos de Filtros o Prensa (Troncoso, 1992), permitiendo recuperar hasta un 85% del agua utilizada en el proceso (Capone, 2009). Por esta razón, tiene una mayor densidad que el relave convencional, logrando una mayor capacidad de almacenamiento, y eventualmente menores riesgos de infiltración y de licuefacción (Robinsky, 1999). Luego de espesar el relave, éste se transporta por cañería hacia un punto central desde donde se va descargando por zonas. No requiere mayores obras de captación de aguas, sólo basta situar aguas abajo del muro una piscina para el reciclaje del agua que escurre a través de la pendiente superficial del depósito (Fig. 1.1). Este método fue diseñado e implementado por Eli I. Robinsky a finales de la década de los ’60. 2.

(21) a. b. F IGURA 1.1. (a) Esquema del sistema de descarga de un depósito de relaves espesados (Williams y Seddom, 1999). (b) Punto de descarga central en Kimberley mine, Sudáfrica (Troncoso, 2009). Otra ventaja del sistema TTD es que los muros perimetrales son, en general, bastante más bajos que los de una presa convencional (Fig. 1.2), y el mismo relave espesado conforma una estructura “autosoportante” que puede depositarse en pequeñas pendientes, incluso en una superficie plana y sin el requerimiento de un muro perimetral (Robinsky, 1999). Esta tecnología, sin embargo, presenta altos costos para extraer el agua en los espesadores y en el caso de requerir muro perimetral, éste debe ser construido con material de empréstito o material estéril de mina, cuyo transporte y colocación en algunos casos podría encarecer el costo del proyecto (Capone, 2009).. 3.

(22) F IGURA 1.2. Muro de confinamiento de un depósito de relaves espesados, Kimberley mine, Sudáfrica (Troncoso, 2009). Existen actualmente al menos 25 proyectos de mediana minería en el mundo que aplican esta técnica hace varios años (Capone, 2009), algunos de ellos en EEUU, Canadá, Sudáfrica y Australia. Sin embargo, no hay experiencias de TTD en la gran minería en países con alto riesgo sísmico como Chile, por lo que en rigor se desconoce si este tipo de depósitos presenta una estabilidad satisfactoria frente a sismos severos (Verdugo y Viertel, 2004; Verdugo y Santos, 2009). Hasta el momento, en los modelos numéricos es usual modelar el relave espesado como un material homogéneo con propiedades equivalentes, sin embargo, estos modelos no representan la estructura real de un depósito de relaves espesados. Al perder la humedad, el relave depositado se contrae y se forman bloques poligonales (Fig. 1.3). Si se hace un corte vertical al depósito de relave espesado, se puede observar que está conformado por capas sucesivas de espesor variable, con grietas verticales cuyo grosor depende en gran medida de las propiedades del material, y puede fluctuar desde algunos milímetros hasta incluso 5 cm (Robinsky, 1999). En la Fig. 1.4 se muestran valores de algunas mediciones efectuadas en el depósito de relaves en pasta de Cabildo. 4.

(23) F IGURA 1.3. Agrietamiento superficial de un depósito de relaves espesados, Kimberley Diamond Mine, Sudáfrica (Troncoso, 2009). a Espesor de capa depositada: 20 cm. b Grieta de contracción: 3 cm. F IGURA 1.4. Mediciones de espesores realizadas en depósito de relave en pasta, Minera Las Cenizas (Cabildo, Chile). Al depositar una nueva capa, estas grietas se van llenando de relave fresco (Fig. 1.5). El relave que entra a estas grietas no llega al límite de contracción (SL, Shrinkage Limit), que es el contenido de humedad en el mínimo volumen que alcanza la muestra por desecación natural. De esta forma, además de una junta horizontal entre las capas depositadas, existen dos elementos más: bloques sólidos separados por paneles verticales más blandos. Producto de las fallas catastróficas que han experimentado algunas presas convencionales, las exigencias medio-ambientales y de diseño han aumentado considerablemente, y con esto los costos de los depósitos de relave (Verdugo y Viertel, 2004). Además, dado que los residuos no tienen valor comercial ni utilidad alguna para el propietario de ellos, se 5.

(24) F IGURA 1.5. Disposición de capas de relave fresco sobre relave agrietado (el relave de color dorado corresponde a relave de oro, mientras que el relave de color gris es relave de cobre). Depósito de relave en pasta, Minera Las Cenizas (Cabildo, Chile). justifica la necesidad de optimizar la construcción y operación del depósito minimizando los costos (Troncoso, 1992; Verdugo, 2011). Todo esto, sumado a la escasez de agua especialmente en el norte de Chile, hace cada vez más necesario evaluar el uso potencial de la tecnología de disposición de relaves espesados en la gran minería de nuestro país. Para lograrlo, es necesario revisar la experiencia internacional e intentar extrapolar esta información a la realidad sísmica chilena, en que los niveles de producción de relaves de cobre están entre los más altos del mundo. El objetivo principal de este estudio es tener una primera aproximación al problema del comportamiento sísmico de los depósitos de relave espesado, añadiendo a los modelos numéricos la presencia de grietas en el material debido a su proceso de disposición, y evaluando la susceptibilidad del material a licuar. Para lograr este objetivo, la investigación se desarrolló en dos etapas: (i) revisión bibliográfica en relación a las propiedades y al comportamiento dinámico de los relaves espesados, y (ii) modelación numérica de la estructura que componen los relaves espesados, en primer lugar sin considerar el efecto de las grietas de contracción, y luego incluyéndolas en el modelo, comparando la respuesta dinámica de la columna principalmente en términos de asentamientos co-sísmicos y ge-neración de presiones de poros. 6.

(25) Algunos de los objetivos específicos que se fueron cumpliendo durante el desarrollo de esta investigación fueron: (a) Revisar información disponible de resultados de ensayos de relaves espesados, ya sean in situ o de laboratorio. (b) Evaluar programas computacionales disponibles para realizar análisis dinámicos de estructuras geotécnicas. (c) Utilizar la información recopilada de los relaves espesados para calibrar un modelo constitutivo. (d) Implementar una rutina de generación pseudo-aleatoria de las grietas de contracción, consistente con las restricciones geométricas del problema físico. (e) Confeccionar modelos unidimensionales de elementos finitos, incorporando en su geometría los bloques de relave espesado separados por paneles sub-verticales de material más blando. (f) Analizar el potencial de licuefacción del depósito mediante el análisis de los perfiles de variaciones de presiones de poro con la profundidad, y estimar la evolución de los asentamientos en el tiempo. (g) Abrir una línea de trabajo para futuras investigaciones relacionadas con el análisis y modelación del comportamiento sísmico de depósitos de relave espesado.. 7.

(26) 2. ESTADO DEL ARTE. En Chile han ocurrido fallas catastróficas de presas convencionales de relave, por lo que se ha estudiado con bastante detalle las propiedades y el comportamiento sísmico de éstas. Por ejemplo, se han efectuado ensayos triaxiales cíclicos a bajas presiones de confinamiento (1 kg/cm2 ), para evaluar el efecto de la densidad y el contenido de finos en la resistencia cíclica, y por ende, en el potencial de licuefacción de relaves convencionales (Verdugo y Viertel, 2004). Últimamente, y dado que la altura de las presas de relave está aumentando considerablemente, también se han realizado algunos ensayos de resistencia cíclica de relaves a altas presiones, para evaluar el efecto del confinamiento elevado (Verdugo, 2011) y el efecto del contenido de finos (Campaña y Bard, 2011), comparando los resultados con los que se tienen para arenas “naturales”. Una de las características de los relaves es que al someterlos a altas presiones ocurre fractura de partículas, por lo que se “crean” materiales finos que disminuyen considerablemente la permeabilidad de éstos. Además de los ensayos realizados, se ha evaluado el uso de distintos modelos numéricos para analizar el comportamiento sísmico de presas convencionales de relave tanto en Chile como en el extranjero, y la susceptibilidad de éstas a licuar (Palma, 2004; Peña, Verdugo, y Cruz, 2010; Psarropoulos y Tsompanakis, 2008). Por otra parte, Verdugo (2009) propuso una relación empírica para estimar las deformaciones a largo plazo y estudió la aplicación de PBSD (Performance-Based Seismic Design) en el diseño de las presas de relave, recalcando la importancia de incluir el efecto de la resistencia a la licuefacción de las arenas de relave. Para efectos de este estudio la licuefacción se entiende como la pérdida sustancial de resistencia al corte de suelos granulares relativamente sueltos, saturados, en general no cohesivos, y de baja permeabilidad, al ser sometidos a tensiones de corte cíclicas alternadas (e.g., un sismo). El fenómeno se origina debido a la tendencia del material a contraerse, al consecuente aumento de las presiones de poros y, con ello, a la disminución de las tensiones efectivas entre los granos. La ocurrencia de este fenómeno debido a terremotos se ha observado en presas de relaves en varios países. Por ejemplo, luego del terremoto del 3 de marzo 8.

(27) de 1985 en Chile, la licuefacción causó la destrucción total del muro central de uno de los depósitos en operación (Nº 1) en la presa Veta del Agua, y el flujo de relaves licuados alcanzó a recorrer una distancia de 8 km aguas abajo por el estero El Sauce (Troncoso, 1992). En el reciente terremoto M8.8 del Maule, Chile, del 27 de febrero de 2010, cinco depósitos de relave presentaron diversos niveles de daños. El caso más catastrófico fue el colapso de un tranque de relaves abandonado (Las Palmas), en que el material escurrió aproximadamente 1 km, causando la muerte de una familia de cuatro personas (Verdugo, 2011). Un ejemplo de presa que presentó un buen comportamiento sísmico luego del reciente sismo, es el tranque Ovejería de la División Andina de Codelco (Fig. 2.1). Se observaron algunos indicios de licuefacción en la superficie de las lamas (sand boils o volcanes de arena), pero el muro, que está construido con arena de relave (mina de cobre), no presentó daños. A lo largo de Chile existen actualmente más de 850 presas de relave, y aproximadamente un 85% de éstas se ubican en la zona norte (Cartagena, 2007). Esta zona presenta un clima árido, con altas temperaturas y escasez de agua, luego, podría ser conveniente implementar el sistema de depósitos de relave espesado para recuperar la mayor cantidad de agua antes de depositar el relave y para que éste quede con el menor contenido de humedad posible luego del desecamiento. Esto representa ventajas desde el punto de vista medio-ambiental y económico para las compañías mineras. Morales (2005) analizó la incorporación del método de relaves espesados en la minería del cobre chilena y las distintas razones por las que hay cierta reticencia a su implementación. Una de estas razones es la falta de información con respecto al comportamiento sísmico de estos depósitos (Fourie, 2006; Verdugo y Santos, 2009; Li, Been, Ritchie, y Welch, 2009). A comienzos del presente siglo, se instalaron plantas de tipo piloto en varias mineras chilenas para evaluar la factibilidad de incorporar la tecnología TTD. A mediados del año 2010 comenzó la operación del primer depósito TTD en Chile, en la planta Delta de ENAMI (Ovalle, IV región), mientras que en junio del 2011 se inició la operación del depósito de pasta en la planta de Cabildo (V región) de la Compañía Minera Las Cenizas. Ambos depósitos corresponden a proyectos de mediana minería y son posteriores al terremoto M8.8 del 27 de febrero de 2010. 9.

(28) a. b. F IGURA 2.1. (a) Muro Perimetral Tranque Ovejería. (b) Interior del tranque, luego del terremoto del 27 de febrero de 2010 en Chile. A la fecha no hay resultados de ensayos de comportamiento mecánico que se hayan efectuado sobre muestras obtenidas directamente de este tipo de depósitos en Chile. 10.

(29) 2.1. Características Generales de los Depósitos de Relaves Espesados Las principales ventajas potenciales del método de depositación de relaves espesados según Robinsky (1999) y Jewell, Fourie, y Lord (2002) son: • Se reduce o elimina la laguna de decantación • Disminuye el tamaño del muro de contención, aumenta la pendiente de depositación y la capacidad de almacenamiento • Reduce los costos de operación en comparación con los depósitos convencionales • Aumenta la resistencia del depósito, reduciendo el riesgo de una eventual falla • Reducción potencial del uso de agua fresca en el proceso • Dadas las altas concentraciones de sólidos y la baja velocidad con que se transportan, el relave espesado no segrega (disminuyendo el riesgo de bloqueo de las tuberías en caso de que pare el flujo) y, por lo tanto, es relativamente “homogéneo” en todo el depósito, a diferencia de los relaves convencionales (Fig. 2.2) • Se reducen los potenciales de licuefacción, de infiltración y de erosión eólica • La velocidad con que se traslada la pulpa es menor a la del relave convencional, por lo que disminuye la abrasión de las tuberías que la transportan Robinsky (1999) indica el rango de consistencias (porcentaje de sólidos en peso) de los relaves espesados que permiten depositarlo en pequeñas pendientes de 2% a 6% (1.1º a 3.4º, respectivamente). Según Robinsky, mientras más finas sean las partículas de relave, menor es la consistencia requerida para lograr una determinada pendiente, pues su alta superficie específica permite contener una mayor cantidad de agua. Además, es posible utilizar aditivos como cal para aumentar la viscosidad del material y con ésto, la pendiente del depósito. Robinsky (1999) también menciona la posibilidad de mezclar relaves espesados de distinta naturaleza en un solo depósito, lo que podría ser incluso conveniente en términos de resistencia al corte. De todas formas, para aprovechar los beneficios de los TTDs, es necesario que al espesar los relaves mediante los procesos de floculación y sedimentación, se alcance un cierto porcentaje de partículas sólidas mínimo (Robinsky (1999) recomienda un 67.5%). Una de las dificultades que han experimentado los proyectos de 11.

(30) a. b. F IGURA 2.2. Comparación entre las curvas granulométricas de relave de (a) presa convencional y (b) depósito de relaves espesados. Adaptada de Robinsky (1999). relave espesado ha sido el poder mantener el valor de diseño del porcentaje de partículas sólidas del relave en rango de operación del depósito. Con respecto a la construcción, y a diferencia de los depósitos convencionales, los depósitos de relave espesado con descarga central necesitan descargar la pulpa desde un punto elevado. Para lograr una mayor pendiente de depositación, es necesario que el relave espesado tenga una concentración de sólidos relativamente alta; de esta forma el flujo desde la descarga se torna más lento y la capa que escurre es más gruesa. Para estas capas de pulpa 12.

(31) que escurren se recomienda un espesor de 1.5 a 5 cm, el que está relacionado con el ángulo de inclinación de depositación, con la tensión de fluencia de la pulpa (yield stress), con la densidad de la pulpa (Robinsky, 1999) y, por lo tanto, con la concentración de partículas sólidas (Capone, 2009). El comportamiento de un depósito de relaves convencional frente a un sismo severo depende fundamentalmente de la resistencia del muro perimetral, ya que el único mecanismo de resistencia del material almacenado en la cubeta es la consolidación por peso propio del material. En el caso de los relaves espesados, dado que los muros perimetrales son bastante más bajos, la resistencia al corte de la masa de relave almacenada es muy relevante (Been y Li, 2009). Esta resistencia viene dada, en primer lugar, por una consolidación primaria y pequeños asentamientos iniciales, cuya duración depende de la permeabilidad del material, aumentando la concentración de partículas sólidas aproximadamente entre un 8 y un 20% al dejar salir un poco de agua (Robinsky, 1999). Después, ocurre la desecación del relave, incluso en lugares en que las precipitaciones superan las tasas de evaporación, debido a que el agua escurre por la pendiente de depositación. Finalmente, hay un proceso de consolidación secundaria por peso propio. Estos tres mecanismos podrían ocurrir de manera simultánea en el depósito; se deben estimar los tiempos que tarda cada etapa y tener la precaución de respetarlos durante la operación de éste. Dependiendo de las condiciones climáticas y del contenido de finos, el objetivo del sistema es que el relave espesado llegue al límite de contracción, obteniéndose la máxima ganancia de resistencia por evaporación. Según Robinsky (1999), en el caso de los relaves con un gran porcentaje de partículas finas (mayor a 95%), el límite de contracción se puede alcanzar por desecación simple si es que estos presentan un contenido de partículas sólidas entre un 65 y 75%. En el caso de relaves de partículas más gruesas, para alcanzar el límite de contracción el relave debe tener una consistencia entre un 79 y 85% (Robinsky, 1999). Luego, mientras más finas sean las partículas, menor es el grado de espesamiento requerido para lograr en el depósito una pendiente dada.. 13.

(32) Según Robinsky (1999), la gran ventaja de alcanzar el límite de contracción es que, en el caso que se desarrollen esfuerzos de corte (estáticos o cíclicos), se generarían presiones de poros negativas que atenuarían una eventual falla catastrófica por estabilidad o por licuefacción, especialmente en el caso de relaves con partículas muy finas. Para relaves espesados de partículas más gruesas, aunque no se produzcan tensiones capilares muy fuertes, dada su mayor permeabilidad vertical, igualmente se lograría un depósito estable. Más aún, Robinsky menciona que las tensiones capilares generadas no sólo aumentan la resistencia por desecación, sino también reducen el riesgo de infiltración, y al mantener el relave en una condición saturada prácticamente hasta la superficie, impide que se produzca oxidación del relave y drenaje ácido o AMD (por su sigla en inglés, Acid Mine Drainage), que algunos autores como Barbour, Wilson, y St-Arnaud (1993) consideran el mayor problema ambiental que afecta a la industria minera. Otro de los objetivos del método es que, si bien no se excluye la posibilidad de fallas locales en el caso de un sismo de gran magnitud, al estar en una condición menos suelta, se podrían minimizar las probabilidades de graves desastres ecológicos causados por un flujo de relave varios kilómetros aguas abajo. En síntesis, según Robinsky (1999) el fenómeno de licuefacción sería improbable en climas áridos como el norte de Chile, ya que: (i) El relave tiene un mayor contenido de partículas sólidas y se deposita en mayores pendientes, por lo que se elimina la laguna de decantación y se logra un depósito más denso, y (ii) la homogeneidad de la pulpa facilita que el relave alcance el límite de contracción, y los relaves con un gran contenido de finos quedarían en estado denso al término de los mecanismos de consolidación, por lo que exhibirían un comportamiento dilatante. Durante un sismo se generarían presiones de poros negativas y se impediría una falla de flujo por licuefacción Cabe mencionar que si los materiales con finos no-cohesivos, como la mayoría de los relaves chilenos, son deformados muy rápidamente, al no producirse presiones capilares. 14.

(33) demasiado elevadas podrían tener un comportamiento no-drenado, aún con un grado de saturación de 85-90%. Hay otros estudios que comparan cuantitativamente los depósitos convencionales con los de relaves espesados, usando criterios como: clasificación de acuerdo al tamaño de las partículas, efecto de la segregación de partículas en la posición de la superficie freática, concentración de sólidos, contenido de agua, resistencia, recuperación de agua, erosión, y rehabilitación del depósito (Blight, 2003). En las presas convencionales, cuyo muro de contención está formado por la fracción gruesa del relave, ocurre una depresión de la napa freática en las zonas cercanas al muro, como resultado de que la permeabilidad de éste es considerablemente mayor en relación al material almacenado aguas arriba, lo que aumenta la resistencia del depósito. Ahora, dado que el relave espesado no presenta segregación y está formado tanto por partículas gruesas y finas, este efecto de la napa freática no existe (Blight, 2003). Blight menciona también que, antes del proceso de secamiento, tanto la resistencia no-drenada como el contenido de agua promedio de una capa de relave no-espesado es similar a la de un relave espesado después de depositarse. En el caso de depósitos en una cuenca, podrían incluso combinarse ambos sistemas para aumentar su capacidad de almacenamiento. Según Blight (2003), la cantidad de agua recuperada del proceso podría ser semejante en ambos depósitos, teniendo precaución en el diseño y operación de los depósitos convencionales. En definitiva, la implementación de cada método depende de cada caso en particular, y pese a las desventajas que presentan los relaves convencionales, éstos pueden prevalecer en algunos aspectos sobre los depósitos de relaves espesados (Blight, 2003). Por otra parte, según Bussière (2007), las mayores incertidumbres con respecto al método de relaves espesados están relacionadas con los cambios de propiedades del relave con el tiempo (e.g., por oxidación), la susceptibilidad a la licuefacción, la dificultad para predecir el ángulo de inclinación del depósito y un eventual drenaje ácido. Además, el. 15.

(34) grado de resistencia que adquiere el relave espesado debido al proceso de desecación, entre otras potenciales ventajas de este método, deben seguir siendo analizadas (Blight, 2003).. 2.2. Composición, Propiedades y Granulometría de Relaves Espesados Se ha observado que el relave espesado posee entre un 50% y un 70% de partículas finas, y su clasificación USCS equivale a la de un limo arenoso de baja a nula plasticidad (Bussière, 2007; Cifuentes y Verdugo, 2009; Capone, 2009). Se han secado muestras para obtener el límite de contracción de este tipo de relaves, obteniéndose humedades menores que 25% (Capone, 2009). Barbour et al. (1993) estudiaron las condiciones de saturación del relave espesado de la mina Kidd Creek de cobre y zinc en Ontario (Canadá), que es clasificado como limo no-plástico. A partir de ensayos de laboratorio e in-situ, se midió la conductividad hidráulica, el contenido de agua y la retención de humedad, entre otros parámetros. El límite líquido medido de los relaves espesados resultó ser de 23% y se obtuvo como permeabilidad promedio un valor relativamente bajo (1.3 x 10−7 m/s). Por otra parte, en base a ensayos de laboratorio obtuvo una correlación entre permeabilidad e índice de huecos (Fig. 2.3), y en los ensayos in situ se observó que la permeabilidad se mantenía relativamente constante con la profundidad. Siempre es preferible realizar ensayos en terreno para medir la permeabilidad, aunque sean más difíciles y se obtengan resultados más variables, ya que hay condiciones del estado natural del depósito que no se pueden medir con ensayos de laboratorio. Barbour et al. (1993) observaron que las propiedades hidráulicas son relativamente homogéneas en el depósito de relaves espesados estudiado, a diferencia de las presas convencionales, donde la fracción gruesa del relave depositado tiende a acumularse en el perímetro y difiere hasta en un 85% en el contenido de finos con respecto al relave del interior del depósito. Además, Barbour et al. (1993) obtuvieron valores de permeabilidad vertical y horizontales similares. Esto no es usual en depósitos naturales de suelos, ya que por gravedad, en general se tienen más planos tangentes en una dirección dada que en otra, y es así como 16.

(35) −6. PERMEABILIDAD κ [m/s]. 10. −7. 10. TEST P−2−1 TEST P−2−2 TEST P−2−3 TEST P−2−4 TEST P−4 Ajuste promedio. −8. 10. 0.6. 0.7. 0.8. 0.9. 1. 1.1. 1.2. INDICE DE VACIOS e [−]. F IGURA 2.3. Conductividad hidráulica medida para 5 muestras utilizando el ensayo odométrico modificado, en función del índice de vacíos (adaptada de Barbour et al., 1993). la permeabilidad horizontal muchas veces es bastante mayor que la vertical. Por último, midieron la profundidad de la napa freática, la que variaba dependiendo de las estaciones del año entre 1 y 4 m. Se concluyó que, incluso para la máxima razón potencial de evaporación, los relaves espesados tienden a estar en una condición completamente saturada, ya que la napa se mantiene cercana a la superficie y no se logran las tensiones capilares suficientes (en este caso de 70 kPa) para permitir la entrada de aire, lo que tiene consecuencias positivas en cuanto limita el drenaje ácido. En el mismo depósito analizado, Woyshner y St-Arnaud (1994) además concluyeron que la desaturación producto de un año seco tiene un impacto pequeño en el grado de saturación a largo plazo. Los relaves convencionales presentan concentraciones de sólidos en peso (Cp) de entre 20% y 50%. Una vez que son sometidos a un proceso de espesamiento por floculación y sedimentación, resulta un material con Cp entre 50% y 75%, valor que depende en gran medida del contenido de finos del relave. Según Blight (2003), las densidades promedio de 17.

(36) la pulpa a depositar (lodo de relave), son de 1460 kg/m3 para los relaves convencionales y de 1720 kg/m3 para los relaves espesados. De acuerdo a Capone (2009), la pulpa de relave espesado no genera segregación de partículas por decantación (a diferencia de los relaves convencionales), debido a su escasa cantidad de agua, por lo que no se forma una laguna en la superficie, asegurando que la granulometría es prácticamente homogénea en cualquier punto del depósito, y con un coeficiente de uniformidad bajo (mal graduado), como lo demuestran Barbour et al. (1993) en el depósito de Kidd Creek en Ontario, Canadá. Mientras más finas sean las partículas del relave y más baja sea la concentración de partículas sólidas, mayor es el cambio de volumen al producirse la desecación del relave, por lo que las grietas resultan más anchas. De esta forma, las grietas de contracción en los relaves convencionales presentan un mayor espesor que las de un relave espesado. En los relaves convencionales, las capas depositadas varían desde unos pocos milímetros, hasta un máximo de 20 cm, dependiendo del grado de segregación, el clima y el contenido de finos. Existe, por otra parte, una relativa homogeneidad en el sentido vertical de los depósitos de relaves espesados; en efecto, se han medido grietas de hasta 2 metros de profundidad (Robinsky, 1999). No obstante, también sucede que estas grietas se van rellenando con el relave que se deposita encima o por partículas erosionadas por la lluvia o el viento (Fig. 2.4), y eventualmente podrían ir cambiando de ubicación con el tiempo. Luego, estas grietas podrían tener impactos hidrogeológicos y geoquímicos importantes, y además podrían influir en la estabilidad física y/o química del depósito, por lo que deben ser estudiadas (Bussière, 2007).. 2.3. Ensayos y Modelos del Comportamiento Sísmico de Relaves Espesados Para caracterizar los relaves espesados de un depósito en particular, Robinsky (1999) propone determinar la granulometría de éstos, realizar ensayos de consolidación, de permeabilidad, de viscosidad, ensayos para evaluar la resistencia al corte de los relaves, relaciones entre la consistencia y la pendiente del depósito, y ensayos para determinar el límite de contracción, que son semejantes al ensayo ASTM D4943 Standard Test Method for 18.

(37) F IGURA 2.4. Superficie de un depósito de relave espesado con grietas rellenas con relave fresco (Robinsky, 1999). Shinkage Factors of Soils by the Wax Method (American Society for Testing and Materials, 2008), según Crowder y Grabinsky (2005) . En relaves compuestos por partículas finas de tipo arcilloso, es posible utilizar el ensayo de veleta de corte in-situ para determinar la resistencia al corte, en tanto que para relaves conformados por partículas de propiedades limo-arenosas (como por ejemplo los relaves de mineral de cobre o hierro), es difícil realizar ensayos sobre muestras “noperturbadas” (Robinsky, 1999; Fourie, 2006). Por otro lado, para el caso de presas convencionales de relave, Castro (2003) afirma que es posible obtener muestras “no-perturbadas” de alta calidad para realizar ya sea ensayos triaxiales o de veleta in-situ. Cifuentes y Verdugo (2009) tomaron muestras del depósito convencional de relave de Ovejería de la División Andina de Codelco y, utilizando este material, simularon muestras inalteradas (secadas al sol en cajas) y muestras remoldeadas de relave espesado con un 72% de concentración de partículas sólidas. Luego, efectuaron ensayos triaxiales no-drenados a distintas presiones de confinamiento para caracterizar las respuestas monótona y cíclica no-drenada de un relave espesado, encontrándose que el relave espesado podía presentar respuestas contractivas, y por lo tanto, era susceptible a licuar. También existen resultados de ensayos para cargas monótona y cíclica efectuados con un aparato de corte simple, para distintas presiones de confinamiento e índices de 19.

(38) vacíos (Al-Tarhouni, Simms, y Sivathayalan, 2009). En estos ensayos se utilizaron dos tipos de muestras: secadas hasta el límite de contracción y re-saturadas, y muestras remoldeadas a una humedad dada. En este caso se obtuvo que la resistencia cíclica de las muestras desecadas eran mayores a las de las otras muestras. También se concluyó que, independiente de si la respuesta del relave es dilatante o contractiva, estará afecto a considerables deformaciones bajo cargas cíclicas, por lo que es necesario establecer criterios de deformaciones máximas en el diseño de depósitos de relaves espesados. Por otra parte, Verdugo y Santos (2009) realizaron ensayos triaxiales no-drenados en un amplio rango de presiones de confinamiento, sobre muestras que pretendían reproducir y comparar la respuesta cíclica y monótona de los dos estados extremos en que se podría encontrar el relave espesado en el depósito: para un índice de vacíos mínimo (muestra seco y re-saturada) y un índice de vacíos máximo (como “pulpa” húmeda). Según Robinsky (1999), el mayor aumento de resistencia de los relaves espesados debería ocurrir por desecación: se producen succiones capilares entre las partículas finas acercándolas entre sí y expulsando agua hacia la superficie (la que luego es evaporada), provocando un aumento de la densidad1 , y con ello de resistencia en el material. Sin embargo, las muestras de Verdugo y Santos presentaron un comportamiento contractivo (potencialmente licuable), y se concluyó que la desecación del relave espesado no provee un aumento significativo de la densidad, siendo más importante la densificación por incremento del confinamiento. Además, en base al mismo estudio, Verdugo (2011) mostró que la resistencia cíclica de los relaves espesados no depende en gran medida de la presión de confinamiento. Utilizando relaves de minas de cobre chilenas, Palma, Verdugo, y Moreno (2007) efectuaron ensayos de caracterización de propiedades geotécnicas de relaves espesados simulados con un 67% de contenido de partículas sólidas, usando Bender Elements para evaluar la velocidad de propagación de ondas en función de la presión de confinamiento y el grado de saturación, y ensayos triaxiales monótonos y cíclicos para evaluar la resistencia al corte. El límite de contracción de este material resultó ser de 17%, para una densidad de 1.7 1. El aumento de densidad por desecación depende del tamaño de las partículas del relave y de la mineralogía de las mismas; Robinsky (1999) estima que es equivalente a la densidad que se tendría por peso propio (en estado buoyante) entre los 8 y 25 metros de profundidad. 20.

(39) tonf/m3 . Todas las muestras de relave espesado evidenciaron un comportamiento contractivo. Además, Palma et al. (2007) confeccionaron modelos numéricos de un TTD usando el programa FLAC3D (Fig. 2.5), y considerando un evento sísmico de gran magnitud, estudiaron la posibilidad de licuefacción de los relaves y calcularon las deformaciones verticales y horizontales asociadas. En los sectores de menor confinamiento y cerca del muro de enrocado, los relaves se presentaron como potencialmente licuables; sin embargo, los autores destacan que este es un resultado particular para las propiedades y geometría utilizadas, por lo que es necesario realizar un análisis numérico específico para cada proyecto.. F IGURA 2.5. Modelo simplificado de un TTD mediante malla de diferencias finitas (Palma et al., 2007). Capone (2009) realizó ensayos triaxiales a probetas de relave secadas hasta el límite de contracción para presiones de confinamiento de 1, 2 y 4 kgf/cm2 , y para la respuesta monótona, obtuvo comportamiento dilatante en las tres. También realizó análisis dinámicos de un TTD proyectado para un caso real en Chile, calculando los esfuerzos de corte, deformaciones y el potencial de licuefacción, utilizando el programa de elementos finitos PLAXIS. En relación al depósito analizado, se concluyó que no presentaría problemas de licuefacción frente a solicitaciones sísmicas severas. 21.

(40) Poulos, Robinsky, y Keller (1985) propusieron un método para evaluar el potencial de licuefacción de relaves espesados, basado en el principio de “Steady State”. Utilizaron como ejemplo el caso de un TTD de bauxita en Québec (Canadá), que se clasifica como un material limo-arcilloso, donde se midió su resistencia al corte no-drenada con un ensayo de veleta, obteniéndose una curva tensión-deformación que presenta un peak y luego una gran pérdida de resistencia hasta alcanzar la condición de steady state, distinto a los resultados de ensayos triaxiales de Cifuentes y Verdugo (2009) y Verdugo y Santos (2009), y de corte simple por Al-Tarhouni et al. (2009), quienes obtuvieron una resistencia al corte última relativamente alta. Para modelar numéricamente el fenómeno de licuefacción, Been y Li (2009) también sugieren utilizar la teoría del Estado Crítico, ya que incorpora los efectos de cambios de densidad (Fig. 2.6), que son características propias de los medios granulares. Pese a que se podrían utilizar otras variables en el eje vertical de la Fig. 2.6 para el caso saturado, se prefiere el índice de vacíos, ya que se excluye el efecto del peso específico de las partículas sólidas y la densidad del agua. Para el análisis proponen utilizar como medida del cambio de volumen del material, el parámetro ψ = e − ec , en que ec es el índice de vacíos en la CSL (Critical State Line). En otra publicación de los mismos autores, Li et al. (2009) también sugieren el uso de este método para evaluar la estabilidad de un depósito de relaves espesados o en pasta en el corto y largo plazo (durante la operación y después del cierre del depósito), basándose en métodos de equilibrio límite y mecanismos de consolidación. En los últimos años han habido grandes avances en los modelos constitutivos de suelos que permiten modelar la licuefacción (Hujeux, 1985; Arulanandan y Scott, 1993; Lade y Yamamuro, 1998), pero ha sido difícil llevarlos a la ingeniería práctica, por lo que los métodos empíricos para evaluar licuefacción todavía son los más utilizados. En el caso de los relaves espesados, todavía no hay suficientes datos para generar correlaciones empíricas. Por ejemplo, Li et al. (2009) generaron correlaciones entre % de partículas sólidas y pendientes de depositación, recopilando información de 23 depósitos de minas que utilizan métodos de relaves espesados y en pasta, sin embargo, obtuvieron una gran dispersión de los resultados. 22.