Estabilidad de Pilas de Lixiviacion

8/16/2019 Estabilidad de Pilas de Lixiviacion

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Estabilidad de Taludes de Pilas en Canchas deLixiviación Impermeabilizadas Desde el Diseño, hastala Operación y Clausura 1

A.J. Breitenbach1, M.S., P.E. AB Engineering Inc., Littleton, Colorado, USA

1. INTRODUCCIÓN

Las pilas de lixiviación de oro, plata y cobre, generalmente tienen una altura finalen un rango entre los 30 y 60 metros (100 a 200 pies), aunque las pilas más altasllegan a superar los 91 metros (300 pies), especialmente en los casos de mineral decobre. El relleno de pila consiste en mineral seleccionado (chancado) o mineral sinchancar tipo ROM (Run of Mine), colocado en capas sueltas controladas, y

posteriormente humedecidas durante el proceso de lixiviación.

RESUMEN EJECUTIVO: Los taludes externos de las pilas se construyen con el mayorángulo posible con el fin de maximizar la capacidad de tonelaje de la cancha, estéesta revestida parcial o totalmente. El ángulo máximo de la envolvente de un taludcon bancos de estabilidad se determina durante el diseño para mantener lascondiciones de estabilidad del talud hasta alcanzar la altura final de la pila.

Una de las mayores preocupaciones medioambientales durante el período deoperación y cierre de las pilas, es la estabilidad del talud en el largo plazo. Esteartículo ofrece un estudio comparativo entre las condiciones de estabilidad de lostaludes en el diseño típico y los post operacionales. El estudio comparativoconsidera los cambios operacionales y de tensión en el relleno de la pila y en lageomembrana con respecto a las condiciones de carga en una sección ideal desdeel inicio de la construcción y hasta el final de la operación. El estudio de diseño,operación y cierre, demuestra un aumento en la estabilidad del talud de la pila en ellargo plazo, lo cual está en concordancia con el desempeño histórico de estructurasrevestidas con geomembrana.

Durante los últimos 20 años, las pilas de lixiviación para oro y plata han sidoconstruidas y operadas sobre fundaciones revestidas con geomembrana. En losúltimos 5 a 10 años, las operaciones de lixiviación en botaderos de cobre, en

1 Publicado en GFR Engineering Solutions, Vol. 22, No. 1, Enero/Febrero 2004. Traducción al español y portugués por Vector

Engineering, Inc.1 Allan J. Breitenbach es consultor de Vector Engineering, Inc. y tiene más de 25 años de experiencia en ingeniería geotécnica

en investigaciones de terreno, selección de sitios, diseño y construcción de embalses de relave, pilas de lixiviación, y canchas

con recubrimiento de geomembrana e instalaciones de piscinas para la industria minera. El Sr. Breitenbach ha diseñado más

de 80 pilas de lixiviación para proyectos de oro, plata y cobre en Norteamérica y en el extranjero. Los proyectos

internacionales incluyen países como Australia, Burma (Myanmar), Canadá, Chile, Guyana, México, Nicaragua, Panamá, Perú,

Rumania, España, Tailandia, Turquía y Venezuela.



Breitenbach, Mejoras en el Comportamiento de la Estabilidad de Taludes

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canchas sin revestimiento, han sido cambiadas generalmente por pilas confundaciones revestidas con geomembrana o pilas con geomembrana entre capas.Actualmente, un porcentaje pequeño de pilas de lixiviación en canchas revestidasse encuentran en la fase final de lixiviación y/o lavado para recuperación y cierre.

Este artículo esta enfocado primordialmente en la estabilidad de los taludes de pilasde lixiviación, posterior de la clausura, construidas sobre canchas revestidas congeomembrana. Se asume que las condiciones de las fundaciones bajo la canchason de alta resistencia y estables para este estudio. Algunos aspectos del análisisde la estabilidad de taludes de este estudio pueden ser aplicados tanto a lascondiciones post operacionales de botaderos de lixiviación y de los taludes derelleno de ripios, como también a canchas de rellenos sanitarios con recubrimiento.

2. ANTECEDENTES

2.1. General

Existe un número limitado de publicaciones concernientes al comportamiento alargo plazo de los taludes de pilas sobre canchas revestidas. Esta secciónproporciona una visión general de la construcción de pilas referido alcomportamiento histórico y a ensayos efectuados en terreno y laboratorio de sumineral seleccionado y los sistemas de impermeabilización bajo condiciones decarga elevada. Las fotografías 1 a 5 muestran la construcción y operación típica deuna cancha de lixiviación.

2.2. Construcción de la Pila

La construcción de la pila involucra la colocación de mineral en capas sueltascontroladas y relativamente secas, apiladas con el ángulo natural de reposo. Lasuperficie de cada capa es humedecida uniformemente durante el proceso delixiviación usando goteadores o aspersores. Generalmente el ciclo de lixiviacióndura entre 30 y 120 días o más de riego con solución alcalina de recirculación paraoro o plata y solución ácida de proceso para el cobre.

El tamaño máximo de partícula del mineral seleccionado va en rangos desde rocaspara el mineral ROM hasta chancados de tamaño tipo gravas y arenas. Lasoperaciones de chancado pueden incluir aglomeradores para proveer de unadistribución mas eficiente de finos (tamaño de partículas menor a tamiz Nº 200)para mejorar la permeabilidad y la recuperación del mineral. En cada capa, lasuperficie de la pila disminuye, generando bermas de estabilidad, y formando así elángulo de la envolvente diseñada para la operación. Una sección esquemática semuestra en la Figura 1.




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Generalmente, las capas tienen una altura entre 5 y 10 metros (15 a 30 pies) y sonminuciosamente regadas en ciclos prolongados de lixiviación, en las cuales serelixivia las capas subyacentes. Las tasas controladas de irrigación van en rangosdesde 0.002 a 0.005 galones/minuto/pie² (menores de 0.2 litros/minuto/m2, lo quemantiene al material granular húmedo pero no saturado.La colocación de capas múltiples y el riego controlado ocasiona que los rellenoscompletamente drenados se consoliden y ganen cohesión entre las capas porasentamiento y densificación. El asentamiento de las capas de mineral es desde un7 a un 10 % para minerales de oro y plata y de un 10 a un 15 % para los mineralesde cobre. Los ciclos de lixiviación relativamente largos permiten que el exceso depresión de poros de la fundación en el subsuelo del sistema de impermeabilizaciónde la pila, se disipe durante el tiempo que transcurre entre cargas sucesivas de laspilas.

2.3 Comportamiento Histórico

Las fallas en los taludes de pilas en canchas con revestimiento ocurridas en elpasado en estructuras tales como rellenos sanitarios, canchas de lixiviación y capasde cobertura finales, han demostrado que los deslizamientos generalmente ocurrenen el plano de contacto entre la geomembrana y los materiales más débiles debajo

(underliner) o encima del revestimiento (overliner). Una de las primeras y másconocidas fallas de talud ocurrió en Kettleman Hills en el Norte de California en1988 (Mitchell et al. 1990). Algunas de las mayores fallas de talud, ocurrieronentre 1988 y 1997 en América del Norte, Europa, África y América del Sur (Koernery Soong 1999). Varias fallas de talud en plataformas de lixiviación menosconocidas ocurrieron entre 1985 y 1993 en las minas de América del Norte,América del Sur y Australia (Breitenbach 1997). El terremoto de Northridge en elsur de California en 1994 (Matasovic et al. 1995) y los terremotos subsecuentes en




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Chile y Perú en 1995 y 1996 permitieron una cierta visión del comportamientosísmico de rellenos de gran altura en los sistemas con revestimiento degeomembrana.

El comportamiento histórico de las estructuras de relleno en los sistemas conrevestimiento de geomembrana indica que las fallas de deslizamiento por cuñaprogresivas (movimiento lateral) generalmente ocurren a lo largo del plano decontacto entre el revestimiento y los suelos o materiales geosintéticos. Sinembargo, las fallas de talud en pilas de lixiviación y rellenos sanitarios difieren, yaque las primeras generalmente ocurren durante el inicio de operaciones decolocación de las capas, y no en las capas altas de las pilas. Las únicasexcepciones para las fallas en las capas superiores, tanto en canchas de lixiviacióncomo en rellenos sanitarios revestidos, incluyen las estructuras de relleno de mayoraltura ya sea por fundaciones débiles o malas condiciones hidráulicas dentro de losmateriales dispuestos encima del sistema de revestimiento impermeable.

Las fallas de talud que se sabe son causadas por fundaciones débiles bajo el

sistema de impermeabilización, incluyen una de las siguientes razones o unacombinación de éstas: re-activación de una falla antigua; descongelamiento delsubsuelo; saturación del subsuelo (terreno natural u overliner); colapso desubsuelos compresibles o de rellenos poco compactados; y excavaciones en áreascríticas del pie de los taludes que causarían descarga de los materiales soportados.Las fallas de talud que se sabe son causadas por sobre saturación sobre el sistemade impermeabilización incluyen una de las siguientes razones o una combinación deellas: eventos de lluvia intensos; sistema de drenaje inadecuado; aplicaciónexcesiva de solución en la superficie o inyección de solución en el relleno; o cortesen el sistema de tuberías de drenaje cerca del borde del talud. Estas fallas de taludde pilas de gran altura son en extremo raras y pueden ser eliminadas o mitigadas al

término de las operaciones o al comienzo de la clausura.2.4 Estudios de Ensayos Anteriores

2.4.1. General

La resistencia del mineral seleccionado y de los rellenos rocosos puede ser estimadaconservadoramente revisando literatura de ensayos a gran escala efectuados in situy en laboratorio en el pasado. Sin embargo, antiguas fallas de talud indican que losensayos de esfuerzo en la superficie de contacto de la geomembrana, debieran serdeterminados utilizando materiales específicos de terreno para acomodar lascondiciones de diseño, construcción y operación planeadas.

2.4.2 Resistencias de Mineral Seleccionado

La dificultad para realizar muestreos y ensayos precisos de resistencia, densidad ygranulometrías a rocas de mayor tamaño en las pilas, generalmente limita alIngeniero a comparar las condiciones de terreno específicas con experienciaspasadas y resultados de análisis publicados. La resistencia estimada para rellenoscon material grueso o rocoso puede ser determinada estudiando el ángulo natural




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de reposo del talud o revisando antiguos ensayos de corte directo y triaxial. Ladensidad y granulometría de rellenos con material grueso o rocoso, puede serdeterminada usando estudios a gran escala efectuados en terreno (Breitenbach1993).

El tamaño del mineral (grande vs. pequeño), la calidad del mineral (débil vs.resistente), forma del mineral (angular vs. redondeado) distribución de la partículadel mineral (granulometría alta vs. baja), contenido de finos del mineral (arcilloso ylimoso vs. limpio), plasticidad del mineral (plástico vs. no plástico), contenido dehumedad del mineral (húmedo vs. seco), resistencia confinada del mineral (baja vs.alta) y la densidad relativa del mineral (suelta vs. densa) influirán en laspropiedades del material de relleno granular. Los cambios relativos de laresistencia con respecto al tamaño de partícula del mineral, la distribución ydensidad relativa para suelos ya sea finos o gruesos, se ilustra en la Figura Nº 2(NAVFAC 1982). El gráfico muestra que la densificación y el aumento del tamañode la partícula del mineral, desde limos (ML) hasta arenas (SM, SP) y hasta gravas(GP, GW) incrementan significativamente la resistencia al corte directo del material

de relleno. La clasificación del suelo mostrada en el grafico está determinada por lanorma ASTM D-2487.

Estudios a gran escala de resistencia de rellenos rocosos y de material seleccionadorealizados por Leps (Leps 1970) y después por Marachi (Marachi et al. 1972) yBarton (Barton y Kjaernsli 1981) se resumen gráficamente en la Figura Nº 3. Estosresúmenes de ensayos muestran la influencia de una tensión confinada alta, lascuales tienden a disminuir la resistencia del relleno rocoso al incrementar la alturade la pila. Los ensayos de resistencia efectuados al relleno de la Figura 3, son másaplicables al mineral ROM y de chancado primario, pero generalmente muestra queel aumento en la resistencia por la densificación de los rellenos de materialseleccionado y rocoso se compensa con el incremento en el confinamiento de lascargas verticales. En otras palabras, un relleno de material seleccionado, colocadoen capas sueltas controladas, que son humedecidas durante el proceso delixiviación, y que son cargadas subsecuentemente por las siguientes capassucesivas de mineral, debiera ganar resistencia en algún punto óptimo de altura derelleno, en el cual, con carga adicional, la resistencia comenzará a decrecer.

La altura óptima de una pila para determinar posibles cambios en la resistencia delrelleno, se puede indicar mediante ensayos de carga consolidada y de corte tri-axialen un laboratorio. La altura óptima utilizada en este estudio está definida como laaltura de la pila en la cual incrementos continuos de carga del mineral disminuyenla densidad del relleno, según la simulación realizada en laboratorio en un ensayo

consolidado de cargas equivalentes.




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La determinación de la resistencia del relleno con respecto a la profundidadrequiere una comprensión de las características de consolidación de los materialeshúmedos. Los resultados de ensayos consolidados de gran escala efectuados amineral chancado y lixiviado, con un tamaño de partícula menor a 0.5” (12.7 mm)para cobre y menor a 2.25” (57.2 mm) para mineral de oro, en cargas equivalentesa una pila de 61-91 m (200-300 pies) de altura, se muestran en la Figura Nº 4.




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Los ensayos consolidados muestran una rápida densificación de los materialessueltos con carga inicial, y generalmente sin aumentos adicionales significativos enla densidad del relleno para alturas superiores a los 61 m (200 pies).

Las directrices entregadas por los ensayos de laboratorio que son resumidas en lasFiguras 2, 3 y 4, indican que los rellenos seleccionados colocados sin compactacióny humedecidos, debieran aumentar la resistencia rápidamente durante la posteriorcarga de capas subsecuentes, hasta lograr la altura óptima y eventualmente

comenzar a reducir la resistencia bajo cargas confinadas mayores. De ahí que lasección de estudio ideal para el análisis, asumirá un aumento incremental en laresistencia del relleno de la pila hasta una altura de 200 pies (60 m).

2.4.3 Tensiones en la superficie de contacto de la Geomembrana

Antiguamente, los resultados de ensayos de corte directo de estudios delcomportamiento de la geomembrana a largo plazo bajo grandes cargas, indicabanque la superficie de contacto entre el impermeabilizante y las capas de materialseleccionado, fueran estas subyacentes o superiores, aumentaban su resistencia enel tiempo. (Breitenbach y Swan 1999). El aumento en el punto de mayor contactoy la resistencia a la fricción de la geomembrana con respecto al tiempo se debe

principalmente a dos razones: 1) la influencia aparente de las deformaciones porcargas altas o por las marcas producidas por micro-punzonamiento (en adelantemarcas), en la superficie plana de la geomembrana en contacto con la capasuperior o inferior y 2) las condiciones de una reducción del exceso de presión deporos en el suelo de baja permeabilidad bajo el revestimiento a través del tiempo.La cohesión moderada o la aparente resistencia a la adherencia en el estudiodisminuyen con el tiempo y se asume que, en el largo plazo, son insignificantespara condiciones de resistencia de revestimiento conservadoras.




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Las deformaciones en la geomembrana bajo fuertes condiciones de carga causanque la falla por deslizamiento en la superficie de contacto crítica se produzca através de un corte en una porción de suelo de, ya sea, la capa superior o inferior,en los sistemas de impermeabilización compuestos de suelos y geomembrana.Estas marcas por micro-punzonamiento o simplemente marcas, afectan losresultados arrojando un aumento de las mediciones generales de aproximadamente5º en el ángulo de fricción en la superficie de la geomembrana después de unperíodo de consolidación de 24 a 48 horas en un sistema de impermeabilizacióncompuesto con condiciones óptimas de humedad en la cama de apoyo, como semuestra en la Figura 5. Nótese que las condiciones de humedad de un suelosaturado y de baja permeabilidad pueden resultar en un ángulo inicial de fricciónmenor en la superficie, debido a condiciones extremas de presión de poro (porejemplo durante la colocación de la primera capa sobre un sistema compuesto deimpermeabilización sobre-saturado).

Sin embargo, los resultados en la figura Nº 5, muestran que la resistencia en lasuperficie de contacto puede alcanzar, dentro de un lapso de 48 horas, el valor de

humedad óptima que se obtiene en condiciones de carga cero, para un sueloarcilloso y de plasticidad moderada bajo el revestimiento. Al cierre, las condicionesde presión de poros en el sistema de impermeabilización compuesto seránesencialmente cero en la sección aguas abajo del talud para una mayor resistenciaen la superficie de contacto del impermeabilizante.

La resistencia dinámica, medida en laboratorio sobre la superficie de contacto degeomembrana bajo condiciones de simulación de sismos cíclicos, en varios sistemascompuestos de geomembrana, indica que la resistencia en la superficie de contactopermanece constante o aumenta en relación a las cargas sísmicas dinámicas (De & Zimmie 1997, Incola & Filippo 1997). Es por esto que la resistencia dinámica en lasuperficie de contacto no fue considerada para este estudio de estabilidad post-operacional.




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3.0 RESISTENCIA SELECCIONADA

La resistencia seleccionada para análisis de estabilidad de taludes a largo plazo, sebasan en parte en la información de respaldo obtenida de rendimientos históricos yde ensayos de laboratorio, y por otra parte en las características especificas deterreno y del juicio de los ingenieros al diseñar y construir pilas de mineral obotaderos. Por ejemplo, las pilas de mineral de cobre son generalmente másdébiles que aquellas de minerales de oro o plata debido a la lixiviación ácida delcobre y de la erosión producida por los aceleradores químicos, los cuales afectan lacalidad rocosa del material seleccionado. Para este estudio se seleccionoresistencias de rellenos de mineral típicas y deben ser ajustadas a las condicionesde terreno específicas.

Las resistencias del mineral seleccionado para el análisis de diseño songeneralmente conservadoras y no tienen relación con la densificación o el aumentode la resistencia en el relleno de la pila por altura, ni al incremento en la resistenciade la superficie de contacto del impermeabilizante por causa del marcado en

geomembranas texturadas. Para simplificar el análisis de estabilidad de taludes, yasea con geomembranas lisas (para diseño) y marcada (para construcción), se asumenrellenos y resistencias de impermeabilizantes moderados y uniformes como sepresenta en la Tabla Nº 1. Nótese que la resistencia de la superficie de lageomembrana marcada considerada para la construcción, depende de las cargassuperiores, así como de la condición de humedad de la cama de apoyo de bajapermeabilidad que esté en contacto con la geomembrana, como se muestra en laFigura Nº 5.

Tabla 1 – Parámetros asumidos para una sección ideal de Diseño yConstrucción

Altura de la Pila DensidadHúmeda

CohesiónTipo de Material

(pies) (metros) (pcf) (gr/cm3)

Angulo defricción(grados) (psf) (kPa)

Superficie deimpermeabilizante(liso)

0 a 300 0 a 91 62.4 1.00 18 0 0

Superficie deimpermeabilizante(marcado)

0 a 300 0 a 91 62.4 1.00 23 0 0

Capa de pila 0 a 300 0 a 91 115 1.84 36 0 0

La resistencia operacional elegida para la estabilidad de talud durante la épocapost-operacional, refleja tanto un incremento anticipado relativo de la resistencia

del mineral humedecido y consolidado, como las densidades respecto a laprofundidad, medida ésta desde el coronamiento de la pila y la influencia de lasmarcas en la geomembrana. Como se muestra en la tabla 3, para este análisis, lasección de estabilidad a largo plazo tiene cuatro capas que aumentan su densidad yresistencia debido a la altura.




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Tabla 2 – Parámetros asumidos de resistencia operacional para unasección ideal.

Altura de Pila DensidadHúmeda

CohesiónTipo de Material

(pies) (metros) (pcf) (gr/cm3)

Ángulode

fracción(grados)

(psf) (kPa)

Superficie de lageomembrana

(texturada)0 a 300 0 a 91 62.4 1.00 23 0 0

Con 1 Capa 0 a 25 0 a 8 115 1.84 36 0 0Con 2 Capa 25 a 50 8 a 15 119 1.91 38 0 0Con 3 Capa 50 a 100 15 a 30 121 1.94 39 0 0Con 4 Capa 100 a 300 30 a 91 122 1.96 40 0 0

El cambio asumido en la densidad húmeda en profundidad para las cuatro capas semodela después de la curva de consolidación de densidad seca del mineral de oroque se muestra en la Figura 4. Se puede hacer ajustes específicos in-situ a lasdensidades asumidas que reflejen condiciones húmedas vs. secas, mineral

chancado vs. ROM, desgaste químico de mineral lixiviado y de botaderos, ocualquier otro factor que pueda influir en la densidad de la pila hacia el final de laoperación y cierre.

4.0 SECCIÓN IDEAL DE ESTUDIO

Las secciones de diseño y operación ideales para la estabilidad de taludes seenfocan en el cambio relativo en las densidades del relleno y la relación entre laresistencia de la pila y la geomembrana bajo condiciones estáticas de falla porcuña. Las secciones de estudio ideales asumen pilas con altura máxima de 91

metros (300 pies), con una envolvente de 2:1 (h:v), una fundación para lageomembrana plana y de material seleccionado y condiciones de drenaje total sinnivel freático. Se asume que la fundación entre la geomembrana y la pila es idóneay estable.

Las fallas tipo cuña plana en condiciones estáticas fueron analizadas con intervalosverticales en rangos que van desde los 8 a los 91 metros (25 a 300 pies), tantopara las secciones de estudio de diseño como para las de operación. La falla decuña asumida se extiende desde el coronamiento de la pila hasta un puntoperpendicular en la superficie de la geomembrana y de este hacia el pie del talud,como lo determina el método Rankine. Las Figuras Nº6 y Nº7 muestran lassecciones de estudio máximas para diseño y operaciones respectivamente.




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Nótese que la altura de carga en una falla de cuña en talud es generalmente menoral 50% de la altura total de la pila. Con el propósito de simplificar, en la Figura Nº7se asumen las mismas resistencias en rellenos mayores a 30 metros (100 pies).Tanto el método Rankine para la superficie de la falla por cuña, como las superficiesrecubiertas para pilas de lixiviación, los taludes externos y la altura de las pilas, sepueden ajustar para encontrar el menor factor de seguridad para las condicionesespecificas de terreno.




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5.0 RESUMEN DEL ANÁLISIS DE ESTABILIDAD

La Figura Nº8 muestra un resumen de los factores de seguridad (FS) versus laaltura de pila para el análisis de estabilidad por falla de cuña, en diseño, durante laconstrucción, y posterior operación. El resumen de los análisis de estabilidadrefleja planos estáticos de falla de cuña desde el coronamiento de cada capa hastala superficie de la geomembrana. Para este análisis se asume condiciones defundación estables bajo la geomembrana.

El análisis de estabilidad para el diseño muestra un pequeño aumento del FS de1.32 a 1.36 para un relleno conservador uniforme y para la resistencia de lasuperficie de contacto de la geomembrana por sobre un relleno incremental de 8 a91 metros (25 a 300 pies) de alto respectivamente. El análisis indica que la piladebiera hacerse más estable con las sucesivas capas de mineral, asumiendo que nohabrá cambios en los parámetros de resistencia y en el ángulo de la envolvente.Esto está en concordancia con el rendimiento de las pilas, ya que las fallas ocurrenen mayor proporción durante la colocación inicial de las capas, que cuando sealcanza la altura máxima de la pila.

La resistencia a largo plazo durante la construcción y posterior operación, tanto del

relleno seleccionado como de la resistencia del recubrimiento, fueron analizadasposteriormente para reflejar tensiones del recubrimiento en condiciones de terrenoy de laboratorio sujetas a mas de 12 horas de carga consolidada. Modificando elángulo de fricción de la superficie de contacto en 5 grados, se refleja que lasmarcas en la geomembrana, bajo condiciones de carga de pilas de gran altura,aumentan significativamente la estabilidad de la pila desde un FS desde 1.36 a 1.57(para construcción) a los 91 metros (300 pies). Adicionalmente modificando laresistencia del mineral para reflejar el humedecimiento y la densificación




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operacional del relleno de la pila aumenta el FS desde 1.57 (construcción) a 1.70(operación) en el análisis de estabilidad del fin de las operaciones a los 91 metros(300 pies).

Nótese que los factores de seguridad bajo condiciones de carga relativamente bajade 15 metros o menos (50 pies) no debieran ser considerados en la comparación delas curvas de factores de seguridad de diseño, construcción, y la operación. Lassuperficies impermeabilizadas de las canchas de lixiviación debieran tener unacantidad menor de marcas no planas cuando están sometidas a condiciones bajasde carga para anticipar cambios mínimos en las condiciones de resistencia de lasuperficie de contacto bajo la primera capa de mineral. La densificación y loscambios en la resistencia del mineral en la primera capa sobre el sistema deimpermeabilización de la cancha, no debiera ser significativo hasta que se carguenlas capas subsecuentes. Es por esto, que es aplicable la comparación entre elfactor de seguridad para la sección ideal de diseño con la de construcción y la deoperación, solo para construcción de pilas de múltiples capas que representancondiciones altas de carga.

6.0 CONCLUSIONES

El diseño para el análisis de estabilidad para construcciones de pilas de múltiplescapas de mineral sin compactar es normalmente conservador para operaciones másseguras y no consideran el aumento en el tiempo de la resistencia del relleno ni delimpermeabilizante durante las operaciones. Las condiciones de operación para elmineral seleccionado incluyen el humedecimiento y la consolidación durante lacolocación de las capas y la lixiviación. En resumen, los resultados de la estabilidadde taludes muestran que los factores de seguridad críticos ocurren al inicio de lacargas de mineral. La estabilidad de la pila aumenta durante la carga de capassubsecuentes, asumiendo que la fundación bajo la pila y el sistema deimpermeabilización es estable.El aumento general en la estabilidad de los taludes de una pila para la sección idealde estudio, desde el diseño hasta la fase final de las operaciones, muestra unincremento de cerca de un 20% en el factor de seguridad al alcanzar la alturamáxima de la pila durante la clausura. La estabilidad a largo plazo de las pilas demayor altura en canchas con geomembrana tiende a aumentar con el tiempo,asumiendo que los taludes están protegidos de la erosión y que el relleno de la pilase mantiene totalmente drenado y en una fundación estable. Por lo tanto elresultado del análisis para una sección ideal de estudio está de acuerdo con elcomportamiento histórico de las pilas construidas sobre canchas con sistema de

impermeabilización.

7.0

REFERENCIAS

Barton, N. & Kjaernsli, B. (1981): “Shear Strength of Rockfill,” Proceedings of ASCE,Geotechnical Testing Journal, Volumen 7, pp. 873 a 891.




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Breitenbach, A.J. (1993): “Rockfill Placement and Compaction Guidelines,” Proceedings of ASCE, Geotechnical Testing Journal, Volumen 16, pp. 76 a 84.

Breitenbach, A.J. (1997): “Overview Study of Several Geomembrane Liner Failures underHigh Fill Load Conditions,” Geosynthetics ’97 Conference Proceedings, Industrial FabricsAssociation International, Long Beach, California, Volumen 2, pp. 1045 a 1062.

Breitenbach, A.J., & Swan Jr., R.H. (1999); “Influence of High Load Deformations onGeomembrane Liner Interface Strengths,” Geosynthetics ’99 Conference Proceedings,Industrial Fabrics Association International, Boston, Massachusetts, Volumen 1, pp. 517 a529.

De, A. & Zimmie, T.F. (1997); “Factors Influencing Dynamic Frictional Behavior of Geosynthetic Interfaces,” Geosynthetics ’97 Conference Proceedings, Industrial FabricsAssociation International, Long Beach, California, Volumen 2, pp.837 a 849.

Koerner, R.M., Soong, T.Y. (1999); “Stability Analyses of Ten Landfill Failures,” Proceedings2nd Austrian Geotechnical Congress, Austrian Engineering and Architects Society,Eschenbachgasse, Vienna, pp. 9 a 50.

Leps, T.M. (1970); “Review of Shearing Strength of Rockfill,” Proceedings of ASCE, SoilMechanics Journal, Volumen 4, pp. 1159 a 1170.

Marachi, N.D., Chan, C.K., & Seed, H.B. (1972); “Evaluation of the Properties of RockfillMaterials,” Proceedings of ASCE, Soil Mechanics Journal, Volumen 1, pp. 95 a 114.

Matasovic, N., Kavazanjian Jr., E., Augello, A.J., Bray, J.D., & Seed, R.B. (1995); “SoilWaste Landfill Damage Caused by 17 January 1994 Northridge Earthquake”, Woods & Seiple, (eds), California Department of Conservation, Division of Mines and Geology.

Mitchell, J.K., Seed, R.B., & Seed, H.B. (1990); “Kettleman Hills Waste Landfill Slope

Failure”, Volumen I: Linear Systems Properties, Geotechnical Engineering Journal, ASCE,116 (4), pp. 647 a 668.

NAVFAC (1982); “Correlation of Strength Characteristics for Granular Soils”, Department of the Navy, Naval Facilities Engineering Command, Alexandria, Virginia, Soil MechanicsDesign Manual 7.1, Figure 7, p. 149.

Nicola, M. & Filippo, M. (1997); “Behavior of Geogrids Under Cyclic Loads”, Geosynthetics’97 Conference Proceedings, Industrial Fabrics Association International, Long Beach,California, Volumen 2, pp. 961 a 983.




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Foto Nº1 – Apilado y lixiviación de mineral en cancha con recubrimiento (Arizona)

Foto Nº2 – Colocación de capa de drenaje en una pila de Lixiviación (Nevada)




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Foto Nº3 – Buldózer extendiendo una capa de drenaje en capas controladas(Nevada)

Foto Nº4 – Lixiviación con goteros en la superficie del mineral (Norte de Perú)




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Foto Nº5 – Expansión de una cancha de lixiviación con recubrimiento (Montana)

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