Trabajo presentado en el VII Simposio Peruano de GeoingenieríaPor: K. Castillo & B. Roman, Facultad de Ingeniería Civil, Universidad Peruana de Ciencias Aplicadas.ResumenExiste una gran cantidad de presas de relaves antiguas. En 2019, ocurrió la falla de la presa de relaves Feijao I, lo que generó preocupación sobre la seguridad de este tipo de instalaciones. El mecanismo responsable de esta falla fue la licuación por flujo. Este artículo tiene como objetivo estudiar la susceptibilidad, desencadenamiento y efectos de la licuación por flujo de una presa de relaves. Se utilizó el ensayo CPTu en un depósito de bauxita que fue extensivamente estudiado. Los datos obtenidos permitieron evaluar el parámetro de estado, el factor de seguridad frente al desencadenamiento por sismos y las resistencias cortantes post-licuación para aplicaciones en análisis de estabilidad física. Se evidenció que los ensayos CPTu permiten evaluar la estabilidad de presas de relaves frente a licuación por flujo de acuerdo con las guías de gestión de residuos mineros más recientes.IntroducciónActualmente en el Perú, existe una gran cantidad de pasivos mineros. Según el Ministerio de Energía y Minas, en el 2020 se tuvo 7,956 pasivos ambientales mineros, constituidos principalmente por presas de relaves, que se pueden encontrar en estado activo e inactivo. Algunas presas inactivas se encuentran abandonadas. Por otro lado, el almacenamiento de relaves, desde hace décadas en algunos casos, se ha asociado con una gran huella ambiental, considerando el espacio ocupado y el tiempo que permanece el almacenamiento (Lam et al., 2020). Por ello, es importante encontrar alternativas de solución que permitan reducir la huella ambiental que se genera en la minería. Una de las alternativas existentes es la reducción del uso de agua mediante la disposición de relaves filtrados, en pasta y espesados, con la finalidad de poder recuperar la mayor cantidad de agua para ser reutilizado.En 2019, se produjo la falla catastrófica de la presa de relaves de la mina de hierro Brumadinho (Brasil), la cual provocó 259 muertos y una gran contaminación ambiental, además se pudo verificar la existencia de licuación por flujo (Silva Rotta et al., 2020). La licuación por flujo es un comportamiento observado en materiales saturados o casi saturados que muestran una respuesta de ablandamiento por deformación durante el corte sin drenaje, más comunes en arenas y limos muy sueltos, así como en arcillas muy sensibles y en relaves mineros (Dos Santos Junior et al., 2022).El ensayo del piezocono, es una excelente herramienta para evaluar relave debido a su automatización y a su mayor confiabilidad en sus resultados comparado con otros equipos. Estos ensayos cuentan con las ventajas de realizar un registro rápido y continuo generando un perfil estratigráfico mucho más completo al insertar un cono metálico en el terreno a una velocidad de 2 cm/s, en la que cada 2 cm, se mide la resistencia del medio a la penetración de la punta del cono (qc), la resistencia lateral en el fuste (fs) y el exceso de presión de poros (u) (Robertson & Cabal, 2015).Este artículo tiene como objetivo estudiar la susceptibilidad, desencadenamiento y efectos de un fenómeno de licuación en un depósito de relaves de bauxita, que será usado como caso de estudio. En este depósito se realizó una campaña de caracterización geotécnica extensiva que incluyó ensayos de piezocono.Marco teórico SusceptibilidadLos métodos de Plewes (1992) y Robertson (2010) permiten hallar el parámetro de estado (ψ) y la resistencia del cono normalizado equivalente de arena limpia (Qtn,cs), respectivamente. Estas metodologías ayudan a identificar la susceptibilidad a la licuación al clasificar los suelos como contractivos y dilatantes.Correlación entre ψ y Qp, K, mLa metodología de Plewes (1992), propone el uso de la ecuación (1) para el cálculo del parámetro de estado (ψ) (Plewes & Davies, 1992): (1)Donde Qp= resistencia al cono normalizada; k y m = funciones de interpretación.La resistencia al cono normalizada (Qp) se determina mediante la ecuación (2):(2)Donde qt = resistencia a la penetración del cono corregida, σvo = esfuerzo vertical inicial, σ'vo= esfuerzo vertical inicial efectivo.Siguiendo el principio del modelo constitutivo de Cam Clay que establece que el endurecimiento plástico es proporcional a la inversa de la pendiente de la CSL dada por λ, se sugiere que las constantes k y m de un suelo específico eran funciones simples de endurecimiento plástico, ya que la plasticidad gobierna el comportamiento a grandes deformaciones (Jefferies & Been, 2006).Los parámetros de interpretación k y m son funciones de la rigidez. El parámetro k se obtiene utilizando la ecuación (3), y el parámetro m utilizando la ecuación (4). (3) (4)El procedimiento requiere un valor de λ para cada suelo encontrado por el CPTu. Esto a menudo no es práctico en muchos suelos naturales con varios tipos de gradación y, por lo tanto, λ cambia significativamente. Se observó que en general las arcillas presentan altos valores de λ en comparación con las arenas. Por lo tanto, se puede obtener una relación directa entre la fricción normalizada F y λ. F es un tercer parámetro independiente obtenido por el CPTu, que hasta el momento no ha sido utilizado en la metodología general. Para determinar el valor de λ se utiliza la ecuación (5) y para el parámetro F se hace uso de la ecuación (6).(5)(6)Donde Fs= la fricción de la manga de los resultados de CPTu.Correlación entre ψ y Qtn,cs La metodología de Robertson (2010) sugiere el uso de la ecuación simplificada (7) para estimar ψ basada en la resistencia del cono normalizado equivalente de arena limpia (Qtn,cs), de la siguiente manera:(7)La resistencia del cono normalizada equivalente de arena limpia (Qtn,cs) evolucionó a partir del estudio de historias de casos de licuación.La Figura. 1 muestra las líneas del parámetro de estado estimado, ψ (líneas gruesas), en el gráfico SBTn Qtn – Fr normalizado para suelos no cementados del Holoceno.A diferencia de (Seed & Harder, 1990) y (Olson & Stark, 2002) que recomendaron una sola relación para capturar de manera conservadora los datos históricos más confiables combinados con la observación que la mayoría de los suelos sufren endurecimiento por deformación cuando Qtn,cs >70 y, por lo tanto, no son susceptibles a la licuación por flujo. La relación propuesta evita la posibilidad de extrapolar más allá de los datos disponibles del expediente de casos, ya que la relación propuesta tiende a la relación de resistencia al corte drenado representada por tan ϕ'. Se optó por una relación conservadora, esencialmente de límite inferior, para captar gran parte de la variabilidad en los valores de resistencia no drenados residuales retro calculados de las historias de casos y reconocer la necesidad de precaución en suelos donde Qtn,cs <70 (Robertson, 2021).Suelos contractivosUn suelo contractivo tiende a reducir sus deformaciones volumétricas durante el cizallamiento. La identificación de las condiciones de los suelos susceptibles a la licuefacción del flujo se puede hacer sobre la base de un muestreo de alta calidad y pruebas de laboratorio precisas, combinadas con pruebas in situ y geofísica; sin embargo, esto implica un gran cambio en costos y horarios. Por lo tanto, se prefiere un enfoque de muestreo remodelado para facilitar una evaluación conveniente y económica, especialmente en grandes rellenos hidráulicos y presas de relaves. Los suelos contractivos son susceptibles a la licuefacción del flujo y la inestabilidad, estos suelos tienen un parámetro de estado mayor a -0.05 (ψ >- 0.05) (Robertson & Cabal, 2015).Suelos dilatantesLos suelos dilatantes aumentan sus deformaciones volumétricas durante el cizallamiento, estos tienen un parámetro de estado inferior a -0.05 (ψ <- 0.05). Cuando una capa de suelos es dilatante, significa que no es susceptible a la licuefacción por flujo, ya que al someterse a un esfuerzo cortante aumenta su volumen unitario por la rotación de los granos en el plano de corte (Robertson & Cabal, 2015).DesencadenamientoPara determinar si se desencadena la licuación, se debe hallar la razón de tensiones cíclicas (CSR) mediante la metodología simplificada de Seed e Idriss (1971) y la razón de resistencias cíclicas (CRR) mediante la metodología de Robertson (2010). Estos parámetros, nos permiten obtener el factor de seguridad del suelo a cada profundidad.La metodología simplificada de Seed e Idriss (1971), propone el uso de la ecuación (8) para el cálculo de la razón de tensiones cíclicas (CSR) (Seed & Idriss 1982):(8)Donde amax = máxima aceleración horizontal en la superficie del suelo generada por el sismo; g = acelaración de la gravedad; σvo = esfuerzo vertical inicial, σ'vo = esfuerzo vertical inicial efectivo.El rd se calculará dependiendo de la profundidad de acuerdo a lo sugerido por Youd et al. (2001).La metodología de Robertson (2010), propone el uso de la ecuación (9) para el cálculo de la razón de resistencias cíclicas (CRR):Para suelos cuyo comportamiento se asemeja a arenas (sand like):Si 50 ≤ Qtn,cs ≤ 160 y lc< 2.7(9)Para suelos cuyo comportamiento se asemeja a arcillas (clay like):Si lc ≥ 2.7(10)Donde Kα = factor de corrección para tener en cuenta el esfuerzo cortante estático.Para hallar el factor de seguridad frente a la licuación cíclica, se utiliza la ecuación (11):(11)Donde, MSF es el factor de escala de magnitud para convertir el CRR7,5 para M = 7.5 al CRR equivalente para el sismo de diseño.El MSF recomendado por NCEER viene dado por la ecuación (12):(12)EfectosLa metodología de Olson y Stark (2002), propone el uso de la ecuación (13) para hallar la resistencia post-sismo (Su / σ'vo), la cual permite identificar la resistencia residual que se utiliza en el modelo geotécnico del método de equilibrio límite para evaluar estabilidad de taludes en condición post-sismo y, posteriormente, tomar medidas de remediación ante alguna posible inestabilidad de taludes de la presa de relaves (Olson & Stark, 2002).(13)Resultados y análisis SusceptibilidadSondaje 1Para este sondaje se obtuvieron resultados predominantemente dilatantes en los primeros 7 m de profundidad, de ahí existe discrepancias a partir de 10 m, ya que según Plewes todo es contractivo, pero según Robertson existen estratos contractivos y dilatantes. Por ello, en este sondaje se necesitaría análisis más finos. Las características del sondaje fueron: 15.5 m de profundidad, Resistencia en punta (qt) menor que 7 MPa, se observe 5 m de presión de poros cercana a 0 indicando un suelo tipo sand like, luego la presión de poros se incrementa indicando un suelo clay like. No se pudo definir un nivel freático por falta de ensayos de disipación, pero de manera conservadora se asumió un nivel freático superficial. En la Figura. 2 se muestra (Qtn) cs, ψ vs la profundidad del sondaje 1.Sondaje 2Para este sondaje se obtuvieron resultados predominantemente contractivos. Las características del sondaje fueron 43 m de profundidad, resistencia en punta (qt) menor que 10 MPa, se observó presión de poros mayor a 0 en casi toda la profundidad del sondaje, lo cual indica un suelo predominante tipo clay like. Se pudo definir un nivel freático, debido a que a partir de la profundidad de 2 m, la presión de poros incrementa progresivamente hasta los 43 m de profundidad. En la Figura 3, se muestra (Qtn)cs, ψ vs la profundidad del sondaje 2.DesencadenamientoPara el cálculo de la razón de tensiones cíclicas (CSR), se usaron los siguientes parámetros sísmicos obtenidos del estudio de peligro sísmico realizado: aceleraciones máximas de 0.52 g (estudio determinístico) para el sismo máximo creíble. Además, el sismo se va a considerar de Mw = 8.0 para el sismo máximo creíble.Para el cálculo de la razón de resistencias cíclicas a la licuación (CRR), se tomó en cuenta la discriminación de suelos sand like y clay like, en la cual si Ic > 2.6 corresponde a suelos clay like y si es Ic ≤ 2.6 corresponde a suelos sand like.Sondaje 1Para este sondaje se obtuvieron resultados de CRR mayores a los del CSR, lo cual indica que las capas se encuentran en una zona no licuable. Además, en la gráfica del factor de seguridad (FS), se puede observar que predomina un factor de seguridad mayor a 1.2, lo cual indica que no existe probabilidad de licuación, sin embargo, existe una zona que va de 4 a 6 m de profundidad menor a 1.2, indicando la existencia de una posible zona de licuación. En el estrato de 8 a 14 m se observa suelos que son contractivos y que en caso de sismos se desencadenará la licuación por lo que en esa zona ocurrirá el fenómeno de licuación por flujo y, por lo tanto, para esa zona se debe caracterizar usando parámetros de resistencia de corte residuales. El sondaje es de 15 m de profundidad. En la Figura 4, se muestra CRR, CSR y FS vs la profundidad del sondaje 1.Sondaje 2Para este sondaje se obtuvieron resultados de CRR mayores a los del CSR (zona no licuable) con presencia de lentes de CRR menor que CSR (zona licuable), lo cual indica que las capas en su mayoría se encuentran en una zona no licuable. Además, en la gráfica del factor de seguridad (FS), se puede observar que desde 15 a 36 m de profundidad existe un factor de seguridad menor a 1.2, lo cual indica que hay la probabilidad de licuación en dicha zona. En los primeros 9 m de profundidad se aprecia un factor de seguridad mayor a 1.2, indicando que no existe probabilidad de licuación en esa zona. En el estrato de 0 a 4 m se observa suelos que son contractivos y que en caso de sismos se desencadenará la licuación por lo que en esa zona ocurrirá el fenómeno de licuación por flujo y, por lo tanto, esa área se debe caracterizar usando parámetros de resistencia de corte residuales. El sondaje es de 43 m de profundidad. En la Figura 5, se muestra CRR, CSR y FS vs la profundidad del sondaje 2.EfectosSondaje 1Se utilizó la metodología de Olson y Stark (2002) con los valores medios. Para este sondaje se puede observar valores de resistencia post-sismo entre el rango 0.04 a 0.09, con picos de valores de 0.10, 0.12 y 0.125. Se estimará un valor representativo utilizando geoestadística (percentil 20, 25,30 y 50) para caracterizar la resistencia residual de los relaves contractivos en donde se desencadena la licuación. En la Figura 6, se muestra la resistencia post-sismo (Su/σ'vo) vs profundidad del sondaje 1.Sondaje 2Para este sondaje se puede observar valores de resistencia post-sismo entre el rango 0.045 a 0.065, con picos de valores de 0.08, 0.095 y 0.125. Se estimará un valor representativo utilizando geoestadística (percentil 20, 25, 30 y 50) para caracterizar la resistencia residual de los relaves contractivos donde se desencadena la licuación. En la Figura. 7, se muestra la resistencia post-sismo (Su/σ'vo) vs profundidad del sondaje 2.Se procede a hallar los percentiles 20, 25 y 30 de cada sondaje para luego estimar un valor representativo para caracterizar la resistencia residual de los relaves contractivos donde se desencadena la licuación. La Tabla 1 muestra el valor mínimo, valor máximo y los percentiles (20, 25, 30 y 50) de cada sondaje.De acuerdo al análisis, se puede observar que hay una coincidencia entre los percentiles 20 y 25. Por lo que se considera que 0.05 es un valor representativo que puede ser utilizado en la práctica de la ingeniería de estabilidad de taludes en condición post-sismo.Roman (2020) realizó ensayos de laboratorio en relaves de bauxita obteniendo un valor de 0.14 de resistencia normalizada. Se pudo observar que dicho valor es casi tres veces de lo que se obtuvo utilizando ensayos de piezocono, lo cual demuestra que los ensayos de laboratorio son menos conservadores para estimar resistencia post-licuación (Roman, 2020).Conclusiones1. El método de Plewes (1992) y Robertson (2010) no coinciden en la determinación de la susceptibilidad a la licuación y, por ello, se debe añadir el método de Shuttle y Cunning (2008) y Olson (2001) con la finalidad de disminuir la variabilidad de los resultados.2. Los relaves de bauxita si pueden licuarse para un sismo de Mw = 8, por ello se debe tener cuidado en las condiciones sísmicas.3. Las demandas sísmicas de la zona son suficiente para desencadenar el fenómeno de licuación en este depósito, lo que sumado a las condiciones contractivas vistas anteriormente, demuestran que el fenómeno de licuación por flujo (colapso de la presa) puede darse siendo una amenaza a la seguridad, por ello deben tomarse las medidas correspondientes para lo cual se necesitará estimar la resistencia post-sismo.4. Se observó una resistencia post-sismo de 0.05 que es la tercera parte del valor obtenido con ensayos de laboratorio de 0.14. Por lo tanto, se debe tener cuidado al momento de estimar estos parámetros con ensayos de laboratorio, ya que no representan las condiciones reales de la licuación. Además, la resistencia post-sismo de 0.05, es baja y ocasiona depósitos inestables.5. De acuerdo a la literatura existente (Castro 1988, Lade 2002, Kranmer 1996, entre otros), existen diversos mecanismos que se desarrollan en campo durante la movilización de la resistencia post-licuación que no pueden ser reproducidos en laboratorio, por ejemplo: redistribución de vacíos, efectos de fábrica, efectos de velocidad de carga, condiciones parcialmente drenadas, aparición de bandas de corte y otros. Por lo tanto, los resultados obtenidos mediante correlaciones de ensayos de campo son más conservadores que los ensayos obtenidos de laboratorio en cuanto a parámetros de resistencia cortante post-licuación.BibliografíaDos Santos Junior, M.P., César Gomes, R., Silva Ribeiro, S.G., & Delgado, B.G. 2022. Evaluation of flow liquefaction susceptibility of a sandy-silt tailings using the CPTu. Cone Penetration Testing 2022:913-919.doi: 10.1201/9781003308829-136.Jefferies, M., & Been, K. 2006. Soil Liquefaction: A Critical Approach.Lam, E.J., Zetola, V., Ramírez, Y., Montofré, I.L., & Pereira, F. 2020. Making paving stones from copper mine tailings as aggregates. International Journal of Environmental Re- search and Public Health 17(7):2448. doi:10.3390/ijerph17072448Olson, S. M., & Stark, T. D. 2002. Liquefied strength ratio from liquefaction flow failure case histories. Canadian Geotechnical Journal 39(3): 629–647. doi:10.1139/t02-001Plewes, H.D., & Davies, M.P. 1992. CPT Based Screening Procedure for Evaluating Liquefaction Susceptibility. Canadian Geotechnical Society.Robertson, P.K., & Cabal, K. L. 2010. Estimating soil unit weight from CPT. 2nd Int. Symp. Cone Penetration Test.Robertson, P.K. & Cabal, K.L. 2015. Guide to Cone Penetration Testing.Robertson, P.K. 2021. Evaluation of Flow Liquefaction and Liquefied Strength Using the Cone Penetration Test: an up- date. Canadian Geotechnical Journal: 842 – 853. doi: 10.1139/cgj-2020-0657.Roman, B. 2020. An Experimental Study on the Post-Liquefaction Shear Strength of Aluminum Tailings. Geo- Congress 2020. doi:10.1061/9780784482810.023Seed, R., & Idriss, I.M. 1982. Ground Motion and Soil Liquefac during Earthquakes Book.Silva Rotta, L.H. et al. The 2019 Brumadinho tailings dam collapse: Possible cause and impacts of the worst human and environmental disaster in Brazil. International Journal of Applied Earth Observation and Geoinformation. doi: 10.1016/j.jag.2020.102119Youd, T. L., & Idriss, I. M. 2001. Liquefaction Resistance of Soils: Summary Report from the 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF Workshops on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering 127(4): 297-313. doi:10.1061/(acse)1090-0241(2001)127:4(297).
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