resistencia relaves

2 8 A L 3 0 D E N O V I E M B R E D E 2 0 0 7 - V A L P A R A I S O

O R G A N I Z A N

S O C H I G E

RESISTENCIA ESTÁTICA Y CÍCLICA DE RELAVES ESPESADOS

Loreto Cifuentes Universidad de Chile

[email protected]

Ramón Verdugo Universidad de Chile

[email protected]

RESUMEN. Se realizó una serie de ensayos para caracterizar las respuestas monótona y cíclica no drenada de un relave integral, utilizando triaxiales CIU y cíclicos isótropamente consolidados a distintas presiones de confinamiento. Las probetas fueron obtenidas a partir de un relave espesado depositado en laboratorio y de muestras preparadas mediante compactación húmeda. Los resultados indican que el relave espesado ensayado es susceptible de licuación.

1. INTRODUCCIÓN. Para disminuir el consumo de agua fresca y recirculada en la minería, habitualmente se han utilizado espesadores en el proceso de generación de relaves espesados convencionales, tanto para disminuir el consumo de agua fresca y como de agua recirculada, alcanzando concentraciones de partículas sólidas en torno a un 50%. Sin embargo, los requerimientos en los nuevos proyectos de explotación, el aumento en los niveles de producción y restricciones medio ambientales al consumo de agua fresca, han llevado al desarrollo de nuevas tecnologías de espesamiento más eficientes (espesadores más potentes y uso de floculantes), aumentando la recuperación de agua y el incremento en la capacidad de los depósitos de relaves. Robinsky (1999) ha definido los “relaves espesados”, los que en la actualidad dependiendo de los contenidos de agua, consistencia, resistencia y/o sistema de bombeo y transporte, van desde espesados de alta densidad, pastas, hasta relaves filtrados (Jewell et al, 2002). Algunas de las ventajas que presentan los relaves espesados desde punto de vista operacional (Robinsky 1999), son: • Disminución del agua de proceso y del agua recirculada. Ahorro en el consumo de agua

fresca y obras de recirculación de agua desde el tranque. • Disminución de agua disponible para infiltraciones al terreno natural en la zona de la cubeta

del tranque. • Material homogéneo que no segrega durante el transporte y la depositación. • Menores velocidades de transporte por tuberías, menores costos de mantención de tuberías,

etc. • Factibilidad de iniciar las etapas de cierre por sectores de la cubeta.


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

Otras de las ventajas que presentan los relaves espesados, es su disposición en superficie con pendientes de playas no horizontales, permitiendo un aumento en la capacidad de almacenamiento de los depósitos (Robinsky 1999). Por lo tanto, esta condición conlleva a que este material, forme parte de la estabilidad de los depósitos, tal como lo grafica la Figura 1. Los relaves espesados convencionales utilizados en la gran mayoría de los tranques chilenos, son depositados con un alto contenido de humedad por lo que se segregan y consolidan en forma lenta (Verdugo 2004), dejando capas finas (lamas) de material suelto, de baja resistencia al corte y con pocas posibilidades de participar como elemento resistente en el análisis de estabilidad de los tranques (Figura 2). Esta situación es evitada con los relaves espesados, donde se postula no se generaría segregación de partículas, por el limitado contenido de agua para formarlo, comportándose como un material homogéneo, (Robinsky 1999, Crowder et al 2002, Grabinsky et al 2002, Palkovits et al 2003). La formación de los relaves espesados se ve facilitado cuando el material bajo 0.02 mm es mayor a un 15%, tal como lo ha indicado la experiencia de Crowder et al del 2000.

Figura 1. Diferencia en la disposición de relaves convencionales y espesados.

Figura 2. Depositación estratificada y segregada de un depósito de relaves convencional. Por otra parte, el uso de esta tecnología que se presenta con tantas ventajas para disponer relaves espesados de alta densidad, pastas y relaves filtrados, manteniendo una superficie inclinada, se ve limitada por la falta de investigaciones geotécnicas que permitan asegurar la

C ube t a

( R e la v e s c o nv e nc io na le s

s e gre ga do s . La m a s y

A re na s )

T e rre no N a t ura l

M uro

T ra nque

de

R e la v e s

S upe rf ic ie H o rizo nt a l

T e rre no N a t ura l

M uro

T ra nque

de

R e la v e s

C ube t a

( R e la v e s e s pe s a do s )

S upe rf ic ie Inc l ina da


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

estabilidad de los depósitos en el largo plazo (Poulus et al, 1985), tanto para condiciones estáticas como sísmicas, esto último de vital importancia en un país de alta sismicidad como Chile. Por estos motivos, la presente investigación está enfocada a la identificación de las propiedades geomecánicas de un relave espesado “fabricado” en laboratorio con una concentración de partículas sólidas de un 72%. Para estos efectos, se realizaron ensayos triaxiales CIU y triaxiales cíclicos no drenados consolidados isotrópicamente, tanto en muestras de relave espesado “fabricado” y depositado en una caja, como en probetas preparadas por el método de compactación húmeda (moist tamping). Con estos datos, además, se evaluará la influencia de la “fábrica” o preparación de las muestras en el comportamiento monótono y cíclico no drenado del relave. 2. PROCEDIMIENTO DE MUESTREO. La muestra de relave integral fue obtenida del depósito de relaves Ovejería, desde una de sus canaletas de conducción, antes del ciclonaje, como se muestra en la Figura 3. Esta fue tomada con un balde y depositada en bidones plásticos. Según información obtenida de terreno durante el muestreo, la concentración de partículas sólidas estaría en torno a un 55%. A esta concentración, se espera segregación de las partículas una vez que la velocidad de transporte disminuya, como lo evidencia el material seco de una canaleta contigua, que se aprecia en la Figura 4. En esta, se observa agrietamiento superficial por secamiento asociado a materiales con un alto contenido de finos.

Figura 3. Aspecto relave muestreado desde canaleta. Tranque Ovejería.


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

Figura 4. Relave en canaleta de conducción en estado seco con agrietamiento superficial. Por otra parte, la disposición en superficie de relaves espesados de alta densidad, es una tecnología que sólo recientemente ha sido considerada para estudio en la minería nacional, por lo que al momento de realizar este trabajo, no fue posible obtener muestras inalteradas representativas de este tipo de depositación. 3. PREPARACIÓN DE MATERIAL. En laboratorio, el material saturado se dejó decantar el tiempo suficiente para que las partículas sólidas sedimentaran completamente y la extracción de agua desde la superficie no eliminara las partículas más finas. Luego, el material fue colocado a secar al aire y disgregado hasta obtener un limo arenoso en estado seco. Para simular una muestra inalterada de un relave espesado de alta densidad dispuesto en superficie, se “fabricó” un relave espesado sin uso de floculantes, a una concentración de partículas sólidas de un 72%, para ser depositado en una caja de acrílico desmontable.

Figura 5. Fabricación de relave espesado a un 72% de concentración de sólidos. Las dimensiones interiores de la caja fueron 75cm x 35cm de base y 25cm de altura, la cual se recubrió interiormente con un lubricante (Figura 5). En la base de esta caja, se dispuso una capa drenante compuesta por papel filtro y arena gruesa, para permitir la pérdida de humedad por evaporación desde la superficie y por drenaje inferior.


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

La apariencia del relave depositado y seco, se observa en la Figura 6. El material al secarse, se contrajo en forma homogénea y sin generar grietas de contracción en su superficie, lo cual permitió estimar visualmente que se logró generar una depositación no segregada.

Figura 6. Apariencia del relave espesado fabricado depositado y seco. (a) Vista superior, (b) Vista lateral. 4. ENSAYOS PARA LA DETERMINACION DE PROPIEDADES INDICE. Se ejecutaron ensayos para la determinación de propiedades índice, como: granulometría por tamizado e hidrometría, límites de atterberg (líquido, plástico y de contracción) y peso específico. Para evaluar el grado de densificación, se ejecutaron ensayos de compactación Proctor modificado, Proctor standard y densidad máxima y mínima, todos los cuales fueron ejecutados mediante normativas ASTM, NCh y Japonesa. El resumen de estos resultados se indica en la Tabla 4.1.

Tamaño máximo de partículas 2.00 mm Porcentaje de finos (<0.074 mm) 56% D60 0.092 mm D30 0.016 mm Porcentaje material bajo 0.02mm 34% Peso específico 2.75 Límite Líquido 19 Límite Plástico s/n Límite de Contracción 14.5 Clasificación USCS ML Densidad máxima compactada seca (P. M.) 2.056 t/m3 Humedad óptima de compactación (P. M.) 10.0% Densidad máxima compactada seca (P. S.) 1.959 t/m3 Humedad óptima de compactación (P. S.) 12.5% Densidad máxima por vibrado (M. J.) 1.586 t/m3 Densidad mínima (M. J.) 1.087 t/m3

Notas: (P.M. y P.S) Proctor Modificado y Proctor Standard (M.J.) Método Japonés Tabla 4.1. Resumen resultados ensayos para propiedades índice de relave integral.

(a) (b)


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

Estos resultados permiten identificar el relave integral como un limo arenoso no plástico (ML según clasificación USCS) y con un contenido de material bajo 0.02mm equivalente a un 34%, el cual es mayor a la cantidad mínima recomendable para la preparación de un relave espesado no segregable que indican diversos autores. Las mediciones de densidad indicaron que las probetas talladas desde la muestra fabricada, presentaron porcentajes de compactación que estaban en torno a un 84% y 88% de la D.M.C.S. respecto al Proctor modificado y standard, respectivamente. Estos valores son indicadores de un estado de media a baja densificación.

10-3 10-2 10-1 100 101

Tamaño de partícula (mm)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

% q

ue

pas

a

Estado inicialSección superior muestra de cajaSección inferior muestra de caja

Granulometrías Relave Integral.

Figura 7. Distribución granulométrica inicial del relave integral y desde el depósito de fabricación de relaves espesados. Adicionalmente, se evaluó la posible segregación del relave fabricado, para lo cual se ejecutaron granulometrías por tamizado e hidrometría, en la parte superior e inferior de la muestra, cuyos resultados se indican en la Figura 7. Se observa que la distribución de partículas es similar, estimándose que no segregaron las partículas durante la fabricación y secamiento del relave espesado. 5. ENSAYOS TRIAXIALES CIU. Para analizar el efecto de la fábrica, se ejecutaron ensayos triaxiales CIU en muestras preparadas de dos diferentes maneras; depositación en caja y compactación húmeda. Las probetas de la caja, fueron talladas desde el relave espesado ya en estado seco. Las probetas remoldeadas, se confeccionaron compactando en 5 capas a densidades secas similares a las del relave depositado en la caja y con una humedad cercana


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

al 10% (85% del Proctor modificado), incluyéndose algunas probetas a densidades (90% y 95% del proctor modificado). Las presiones de confinamiento isotrópico de los triaxiales CIU fueron: 0.5, 1.0, 2.0 y 3.0kg/cm2. En todos los ensayos saturados se verificó que el B-value, indicador de la saturación, fuese mayor a un 95%. En todos los ensayos se determinó el índice de huecos luego de la consolidación, mediante la determinación del peso seco y humedad final, al final de cada ensayo (Verdugo et al, 1996).

0 5 10 15 20 25

ε1(%)

-3

-2

-1

0

1

2

3∆u (kg/cm²)

10-1 100 101

p'(kg/cm²)

0.4

0.5

0.6

0.7e

0 5 10 15 20 25ε1(%)

0

2

4

6

8q (kg/cm²)

0 2 4 6 8p'(kg/cm²)

0

2

4

6

8q (kg/cm²)

M=1.43

q = σ1−σ3

p'= (σ'1+2σ'3)/3

Muestras Compactadas

σ3'=0.5 kg/cm2

σ3'=1.0 kg/cm2

σ3'=2.0 kg/cm2

σ3'=3.0 kg/cm2

Muestras de Caja

σ3'=0.5 kg/cm2

σ3'=1.0 kg/cm2

σ3'=2.0 kg/cm2

σ3'=3.0 kg/cm2

Línea de Estado Últimoess=-0.0436 ln(p´)+0.546

Figura 8. Resultados de ensayos triaxiales CIU en muestras inalteradas fabricadas y remoldeadas de relaves espesados. En la Figura 8, se muestran las trayectorias de tensiones y las curvas de q-� obtenidas de los ensayos triaxiales CIU, en probetas de la caja y compactadas. Tal como era de esperar, las probetas de menor densidad presentan una respuesta contractiva, mientras que las probetas

0 20

2

Probetas contractivas


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

densas una respuesta dilatante. Es importante señalar que estas últimas presentaron localización de la falla al final del ensayo. Por otra parte, en todas las probetas ensayadas, incluso aquellas de alta densidad inicial, la línea de estado último es la misma independiente de la fábrica inicial (Ishihara 1993, Verdugo et al 1996), siendo la pendiente en el plano p’-q igual a 1.43. Las probetas de caja tienen una respuesta monótona no drenada contractiva, similar a las compactadas a similar densidad, potencialmente generadoras de fallas de flujo. Para presiones de confinamiento inicial desde 1.0 kg/cm2, las trayectorias de tensiones son similares, indicando que sobre este nivel de presión inicial, la resistencia no drenada es independiente de la “fábrica” inicial, tal como se grafica en la Figura 9. En las probetas de la caja que intentan reproducir condiciones reales de depositación y secamiento de los relaves, es posible estimar una relación entre la resistencia no drenada Su y la presión de confinamiento inicial de 0.237. Además, se observa que en general, las probetas de la caja y compactadas a similar densidad, presentan un comportamiento normalmente consolidado, independiente de la fábrica inicial.

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5P´inicial (kg/cm²)

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

Su

= ∆

σ/2

(kg

/cm

²)

Muestras CompactadasMuestras de Caja

e=0.619

e=0.604e=0.563

e=0.547

e=0.610

e=0.584

e=0.578e=0.568

Su = 0.237 P´inicial

Figura 9. Resistencia no drenada para probetas inalteradas fabricadas y remoldeadas a una densidad inicial similar. 6. ENSAYOS TRIAXIALES CÍCLICOS NO DRENADOS CONSOLIDADOS ISÓTROPAMENTE. Para evaluar la respuesta cíclica, se ejecutaron ensayos triaxiales cíclicos no drenados


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

consolidados isótropamente en probetas talladas obtenidas desde la caja y en probetas compactadas a similar densidad. Las presiones de confinamiento fueron: 1.0kg/cm2 y 3.0 kg/cm2. En todos ellos se verificó que el B-value fuese mayor a un 95%, determinándose el índice de huecos luego de la consolidación con el mismo procedimiento usado en los triaxiales CIU. Las solicitaciones cíclicas (Rc) aplicadas, fueron seleccionadas de modo de cubrir el mayor rango de ciclos de carga. En estos ensayos, las curvas de resistencia cíclica fueron obtenidas a partir de la evaluación del número de ciclos para alcanzar una deformación de doble amplitud (D.A.) de 5% y 10%, y para un incremento en las presiones de poros (∆u) igual a la presión de cámara efectiva inicial. Estas curvas se muestran en la Figura 11. Al evaluar la respuesta de las probetas para las distintas fábricas iniciales, se observa que para 1.0kg/cm2 de presión de confinamiento, las probetas de caja presentan una mayor resistencia cíclica que las compactadas a la misma densidad. Mientras, para las probetas ensayadas a 3.0kg/cm2, la resistencia cíclica es independiente de la fábrica inicial. Por otra parte, la curva de resistencia cíclica para la probeta compactada ensayada a 1.0kg/cm2, es similar a la asociada a las probetas de 3.0kg/cm2. La situación antes expuesta permite estimar que a partir de cierto nivel de presiones efectivas, estimado sobre 1.0 kg/cm2, las muestras de relave espesado consolidado no presentan un aumento importante en la resistencia cíclica si las muestras son obtenidas de un depósito inalterado. Por otra parte, para los ensayos triaxiales CIU presentados anteriormente, se estableció que para probetas ensayadas a una presión efectiva sobre 0.5 kg/cm2, la respuesta monótona no drenada era independiente de la fábrica, lo cual representa una presión límite menor a la estimable a partir de los ensayos cíclicos.


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

10-1 100 101 102 103

Número de Ciclos, N (∆u=σ´c)

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0.50

Res

iste

ncia

Cíc

lica,

RC=σ

d/2σ

´ 0

σ´0=1.0 kg/cm2 (muestra de caja)

σ´0=1.0 kg/cm2 (muestra compactada)



10-1 100 101 102 103

Número de Ciclos, N (D.A. 10%)

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0.50

Res

iste

ncia

Cíc

lica,

RC=σ

d/2σ

´ 0





(a)

(b)


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

10-1 100 101 102 103

Número de Ciclos, N (D.A. 5%)

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0.50

Res

iste

ncia

Cíc

lica,

RC=σ

d/2σ

´ 0




σ´0=3.0 kg/cm2 (remoldeada)

Figura 11. Curvas de resistencia cíclica para doble amplitud 5% (a), para doble amplitud 10% (b) y para ∆u igual a la presión de confinamiento inicial (c). Por otro lado, al evaluar las curvas de resistencia cíclica para un 5% y 10% de doble amplitud de deformación, se observa que estas no presentan una diferencia importante, lo que refleja que en estos materiales una vez que se alcanzan deformaciones del orden de un 5%, las grandes deformaciones asociadas a una doble amplitud de un 10% se producen casi inmediatamente, independiente de la fábrica inicial. En efecto, las curvas de deformación a medida que se aplica la tensión desviatoria, muestran una baja velocidad de incremento de deformación con los ciclos de carga, la cual aumenta bruscamente cuando estas son mayores a un 1%. 6. CONCLUSIONES. Las principales conclusiones son: • El relave ensayado corresponde a un limo arenoso fino no plástico (ML), con un contenido de

finos de un 56%. El material bajo 0.02mm es un 35%, siendo posible formar relaves de alta densidad que no segreguen.

• Se realizó un proceso de depositación en caja con un relave espesado a un 72% de concentración partículas sólidas. Se evaluó el nivel de segregación del material mediante análisis granulométrico en una porción superior y otra inferior y no se presentaron mayores diferencias, estimándose que la muestra así depositada no segregó.

• La densidad seca que alcanzó la muestra de la caja una vez seca, es de un 84% y 88% del

Proctor modificado y standard, respectivamente. Estos valores indican una baja densificación.

(c)


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

• En los ensayos triaxiales CIU, las probetas obtenidas de la caja y las compactadas a diferentes densidades, indican que la línea de estado último es independiente de la fábrica inicial.

• En los triaxiales CIU, las probetas de la caja y las compactadas a similar densidad, muestran una respuesta monótona no drenada del tipo contractiva. A bajas presiones de confinamiento inicial, la respuesta es afectada por la fábrica inicial, condición que es borrada en las probetas ensayadas a 1.0kg/cm2. Esto indica que el secamiento inicial mejora la resistencia no drenada a bajas presiones por una leve preconsolidación. La respuesta monótona de las probetas a mayor presión es normalmente consolidada.

• En los ensayos triaxiales cíclicos no drenados, las probetas ensayadas a 1.0kg/cm2

muestran respuesta distinta según es la fábrica inicial, presentando una mayor resistencia las probetas obtenidas desde la caja. Para una presión de ensayo de 3.0kg/cm2 el efecto de la fábrica se pierde, siendo similar todos los resultados. Consecuentemente, para presiones de confinamiento mayores a 1.0kg/cm2, la respuesta cíclica en el relave ensayado para la presente investigación, podría ser modelada por probetas remoldeadas previo conocimiento de las densidades insitu.

• Un relave espesado a alta densidad, puede presentar una respuesta contractiva (falla de

flujo) y movilidad cíclica si las condiciones de saturación y solicitación así lo permiten. Por lo tanto, asegurar la estabilidad estática y sísmica en los relaves espesados de alta densidad debe ser estudiado caso a caso.

7. REFERENCIAS. Biarez J, Hicher P, 1994, “Elementary Mechanics of Soil Behaviour, Saturated Remoulded Soils”. Editorial AA Balkema. Crowder J.J., Grabinsky, M.W., Klein K.A., 2002, “Laboratory Characterization of Tailings Paste for Surface Disposal”, Proceedings of the 55 th Canadian Geotechnical Conference. Crowder J.J., Grabinsky, M.W., Landriault D.A., 2000. “Consolidation Testing and S.E.M. Images of Tailings Pastes for Surfaces Disposal”. Proceedings of 53rd Canadian Geotechnical Conference, Montreal, Quebec. Grabinsky M.W., Theriault J., Welch D., 2002. ”An Overview of Paste and Thickened Tailings Disposal on Surface”. Symposium about Mine Waste and the environmental, Rouyn-Noranda. Ishihara K., 1993, “Liquefaction and Flow Failure During Earthquakes”. Geotechnique 43 N°3, pp 351-415. Jewell, R.J., Fourie A.B., Lord E.R., 2002. “Paste and Thickened Tailings-A Guide”. Australian Center for Geomechanics (ACG).


O R G A N I Z A N

S O C H I G E

Palkovits F., Newman P., Verburg R., 2003. “Paste Technology. Low Risk Alternative to Conventional Slurry Tailings Disposal System”. Poulus, S.J., Robinsky E.I., Keller T.O., 1985. “Liquefaction Resistance of Thickened Tailings”. Journal of Geotechnical Engineering División, ASCE, Vol III, N°12, pp 1380-1394. Robinsky E.I., 1999. “Thickened Tailings Disposal in the Mining Industry”. E.I. Robinsky Associates Limited, Toronto, Canadá. Theriault J.A., Frostiak J., Welch D., 2003. “Surface Disposal of Paste Tailings at the Bulyanhulu Gold Mine, Tanzania”. Conference Proceedings Sudbury 2003. Verdugo R., Ishihara K., 1996. “The Steady State of Sandy Soils”, Soils and Foundations, Vol.36, No2, pp 81-91. Verdugo R., 2004, “Seismic Behaviour of Tailings Dams”, Charla especial, 5to Congreso Colombiano de Geotecnia, Bogotá, Colombia. Whitlow R., “Fundamentos de Mecánica de Suelos”, 1999, Editorial CECSA.

resistencia relaves

Documents