Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

 

 



 

 Erik Eberhardt Rock Engineering Consulting                              

Technical Note: “Independent geotechnical review of the proposed New Prosperity  Gold‐Copper Mine Project preliminary open pit design”  Submitted to: Livain Michaud  Panel Manager  Federal Review Panel – New Prosperity Project  Canadian Environmental Assessment Agency  160 Elgin St. Ottawa ON K1A 0H3 | 160, rue Elgin, Ottawa ON K1A 0H3  ______________________________  Dr. Erik Eberhardt, P.Eng.  19 July, 2013 

1 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Executive Summary This report presents the independent expert assessment, opinion and recommendations regarding the  geotechnical issues associated with Taseko’s proposed New Prosperity open pit project, as outlined in  the 2012 Environmental Impact Statement and associated supporting documents. Included is a review  of the open pit design, the geotechnical and hydrogeological investigations carried out in support of the  open pit design, the potential for slope failure, possible impacts on Fish Lake, and the geotechnical risk  assessments carried out to date.     Focus was placed on several questions provided by the Review Panel for this assignment:  ‐  Is the proposed open pit design reasonable and practical?  ‐  What  is  the  potential  for  slope  failure,  what  mitigation  measures  are  provided  for,  in  such  an  event, and what are the possible impacts on preserving Fish Lake?  ‐  What is the effect of a confined aquifer, if encountered, on pit slope stability and the efficacy of  the required mitigation measures?  ‐  What effect will slope flattening have on the South pit wall, and the preservation of Fish Lake, if  required during the later years of mining?  ‐  What  are  the  geotechnical  risks  that  apply  to  the  open  pit  design  and  the  adequacy  of  the  proposed mitigation measures and contingencies?    Overall, it was found that the level of field data collected is of the quantity and quality typically expected  for  a  “Feasibility”  level  design.  The  pit  slope  design  is  referenced  as  being  “Preliminary”  with  the  expectation  that  further  refinement  and  optimization  will  occur  if  the  project  moves  to  a  “Detailed  Design” phase. Otherwise, the design and analyses carried out are thorough and follow standard open  pit  design  practices.  In  places,  rather  advanced  technical  considerations  are  reported  that  speaks  to  a  very high level of understanding and expertise possessed by the pit slope design consultants.    However, as with any large mine or geotechnical project, the geological and hydrogeological conditions  can never be known exactly. This gives leave to uncertainties that may have significant impacts on the  constructed  open  pit,  its  performance  and  its  interaction  with  critical  environmental  bodies  and  mine  infrastructure. Key concerns and potential issues raised in this report are as follows:  

The  borehole  drilling  used  for  the  open  pit  site  investigation  was  primarily  carried  out  in  the  1990’s.  To  date  there  have  been  no  new  targeted  boreholes  directed  to  investigate  the  geotechnical  and  hydrogeological  characteristics  of  the  QD  and  East  Faults  (subsequent  to  their  identification),  or  to  investigate  the  ground  conditions  between  the  open  pit  and  Fish  Lake  (in  support of the 2012 EIS revision to the Mine Development Plan to preserve Fish Lake). 



Review of the drillhole logs for the  boreholes located between  the South pit wall and  Fish Lake  consistently  indicate  the  presence  of  two  significant  intervals  of  sand  and  gravel  varying  in  thicknesses  from  10  to  25  m  each.  These  would  suggest  the  presence  of  significant  confined  aquifers in addition to the thin confined aquifer at the overburden/bedrock contact that is more  frequently cited in the Preliminary Open Pit Design Report. 



It is strongly suggested here that equating the hydraulic conductivities of the fault zones to those  of  the  bedrock,  as  is  done  in  the  preliminary  open  pit  design,  would  be  counter  to  most  experiences  involving  large  fault  zones  similar  in  scale  to  the  QD  and  East  Faults.  Although  a  2 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

central fault gouge zone may form a relatively impervious aquiclude that impedes flow normal to  the fault, the fracture zones adjacent to the fault gouge often serve to significantly enhance the  permeability  parallel  to  the  fault.  It  should  also  be  noted  that  these  faults  may  be  in  direct  hydraulic contact with the confined artesian aquifer at the overburden/bedrock contact, and that  there is precedence where such a scenario has significantly limited depressurization efforts due to  recharge to the confined aquifers provided by the faults. Such a scenario also offers an alternative  hypothesis  regarding  the  source  of  leakage  possibly  observed  in  pump  tests  as  discussed  in  numerous communications between the Proponent and different review bodies.   

As  stated  in  the  EIS,  the  recommended  pit  slope  design  is  reasonable  and  appropriate,  in  the  context  of  a  “preliminary”  level  design.  The  stability  analyses  performed  and  design  criteria  applied conform to commonly accepted industry practices. It could be argued that the acceptance  criteria for the design of the South and South‐east walls should be elevated to a higher Factor of  Safety (1.4 instead of 1.3) to better reflect a “high” consequence of failure. 



The  rock  mass  conditions  based  on  the  data  currently  available  favour  stability.  Controlled  blasting  and  dewatering  are  considered  essential  for  achieving  the  stated  open  pit  design  and  ensuring  the  safe  performance  of  the  pit  wall  slopes.  Because  open  questions  currently  persist  regarding  the  hydrogeological  characteristics  of  the  confined  aquifer  along  the  overburden/bedrock  contact  and  the  QD  and  East  Faults,  it  is  possible  that  the  slopes  in  the  southern part of the pit may require flatter slope angles to maintain stability.  



Statements  made  in  the  EIS  to  the  effect  that  the  interaction  between  Fish  Lake  and  the  groundwater  table  has  been  assessed  with  respect  to  the  pit  wall  designs,  are  not  strongly  supported in the EIS. It can be argued that based on the investigations carried out to date, that  there is no evidence of a conduit providing a direct hydraulic connection between the pit and the  lake;  but  it  should  be  emphasized  that  this  conclusion  is  based  only  on  the  pre‐mining  site  conditions. Although a major collapse of the South or South‐east wall is unlikely, and in any event  can  be  mitigated  against,  slope  displacements  that  develop  in  response  to  deep  toppling  movements in the South wall could potentially generate deep vertical tension cracks behind the  pit  crest.  These  could  potentially  breach  the  water  control  dams,  or  Fish  Lake  directly.  Future  analyses should be carried out to determine how far back behind the pit crest tension cracks may  develop  in  response  to  slope  displacements.  Experiences  at  other  large  open  pits  where  large‐ scale  toppling  is  observed  suggest  that  tension  cracks  can  extend  more  than  150‐200  m  behind  the slope crest.  



Given the importance of dewatering to pit slope stability, very little appears to be discussed in the  EIS regarding the potential for post‐closure pit slope failure after dewatering is stopped and the  pit allowed to fill. 



No level of drillhole investigation data can guarantee that construction will be entirely free from  problems; however, the chances of encountering unexpected geological conditions can be greatly  reduced.  The  EIS  correctly  recognizes  that  the  pit  design  will  undergo  further  modification  and  optimization  as  the  project  develops.  Monitoring  and  updating  of  the  geotechnical  and  hydrogeological models, and their implications with respect to stability of the open pit slopes is  called for. The rating of likelihoods assigned in the risk assessment regarding the open pit design  and its influence on Fish Lake arguably underestimate the overall risk but not significantly  so. A  ground control management plan should be developed outlining  the open pit  hazard inventory,  risk  reduction  options,  and  trigger  action  response  plan  in  the  event  that  unstable  pit  slope  movements develop or if dewatering measures are not as effective as required.   

3 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Table of Contents Executive Summary ....................................................................................................................................... 2  Table of Contents .......................................................................................................................................... 4  1.     Background ............................................................................................................................................ 6  2. 

Scope of Work ....................................................................................................................................... 7  2.1. 

First Task – Review of Documentation ......................................................................................... 7 

2.2. 

Second Task –Report Submission ................................................................................................. 8 

2.3. 

Third Task – Public Hearing Participation ..................................................................................... 8 

3. 

Documents and Data Reviewed ............................................................................................................ 8 

4. 

Review Findings .................................................................................................................................. 10  4.1. 

Site Investigation ......................................................................................................................... 10 

4.1.1. 

Geological Investigation Data ............................................................................................. 11 

4.1.2. 

Geotechnical Characterization Data ................................................................................... 13 

4.1.3. 

Hydrogeology Investigation Data ........................................................................................ 15 

4.2. 

Open Pit Design ........................................................................................................................... 18 

4.2.1. 

Pit Dewatering/Depressurization ........................................................................................ 18 

4.2.2. 

Pit Slope Angles ................................................................................................................... 20 

4.3. 

Potential for Slope Failure .......................................................................................................... 22 

4.3.1. 

Potential Failure Modes ...................................................................................................... 22 

4.3.2. 

Influence of Confined Aquifers ........................................................................................... 23 

4.3.3. 

Large Open Pit Precedence ................................................................................................. 24 

4.3.4. 

Long‐Term Slope Performance ........................................................................................... 26 

4.4. 

Possible Impacts on Fish Lake ..................................................................................................... 28 

4.4.1. 

Interaction between Confined Aquifers and Fish Lake ....................................................... 28 

4.4.2. 

Interaction between Slope Failure and Fish Lake ............................................................... 29 

4.4.3. 

Post‐Closure Pit Stability ..................................................................................................... 30 

4.5. 

Geotechnical Risk and Performance Assurance .......................................................................... 31 

4.5.1. 

Risk Assessment .................................................................................................................. 32 

4.5.2. 

Performance Assurance ...................................................................................................... 34 

5. 

Key Concerns and Recommendations ................................................................................................ 34 

6. 

References .......................................................................................................................................... 36 

4 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

 

Tables Table  A1:  Site  investigation  reports  cited  in  2012  Geotechnical  Site  Investigation  Factual  Data  Report,  and  relevant  data  contained  within  and  reviewed  regarding  pit  slope  design  and  ground  conditions between open pit and Fish Lake.. .............................................................................. 38  Table  A2:  Additional  reports  reviewed  for  data  regarding  pit  slope  design  and  ground  conditions  between open pit and Fish Lake. ................................................................................................. 41 

Figures   Figure 1: Location of proposed open pit relative to Fish Lake.. ................................................................... 7  Figure 2: Geologic section through South wall of proposed pit. ................................................................ 12  Figure  3:  a)  Photo  and  b)  schematic  representation  of  a  typical  sub‐vertical  fault  zone  intersected  at  depth during excavation of a drainage adit. c) Illustration of permeability anisotropy observed  across the brittle fault structure. ................................................................................................ 16  Figure 4: Data compiled for a large number of open pit cases plotting slope height versus slope angle .. 25  Figure 5: Left, illustration of progressive failure involving toe shear and step‐path failure. Right, example  of advanced numerical modelling of a progressive failure mechanism involving toe shear and  step‐path failure up through a system of non‐persistent joints. ................................................ 27  Figure 6: Air photo of the Lornex Pit at the Highland Valley Copper mine, showing the extent of large,  visible,  open  tension  cracks  behind  the  slope  crest  (requiring  a  road  to  be  relocated  further  back) arising from deep‐seated toppling displacements. ........................................................... 30  Figure  7:  Difference  in  mine  plans  with  respect  to  open  pit  outline  comparing  1999  Feasibility  Design  and 2012 Preliminary Design ....................................................................................................... 31  Figure  8:  Subjective  likelihood  and  consequence  ratings  for  Option  II  (i.e.,  preservation  of  Fish  Lake).               ..................................................................................................................................................... 33 





5 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

1.

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Background

The New Prosperity Gold‐Copper Mine Project, proposed by Taseko Mines Ltd., is located approximately  125  km  southwest  of  Williams  Lake,  British  Columbia.  The  project,  as  planned,  is  to  consist  of  a  large  open pit with an average mining rate of 120,000 tonne per day (70,000 tonne per day throughput to the  mill)  over  an  active  pit  life  of  16  years  [Taseko,  2012;  EIS  2‐2,  p.  64].  The  mine  site  will  also  include  support infrastructure and associated ore stockpile, waste rock and tailings areas.     The  submitted  project  is  a  revised  version  of  Taseko’s  March  2009  Environmental  Impact  Statement  (EIS) for the “Prosperity Gold‐Copper Mine Project”, which was found by a federal review panel to have  significant  adverse  environmental  effects  [Taseko,  2012;  EIS  1‐1,  p.  2].  Subsequent  to  this  decision,  Taseko  undertook  revisions  to  the  mine  development  plan  and  mine  site  layout  to  address  the  issues  identified by the panel.     In November 2011, the Minister of the Environment referred the revised “New Prosperity Gold‐Copper  Mine Project” to a federal review panel for environmental assessment and issued the EIS Guidelines to  Taseko  in  March  2012.  A  three‐member  panel  was  appointed  for  conducting  the  environmental  assessment in May 2012, with consideration to be given to the following factors:    

The  environmental  effects  of  the  Project  including  those  resulting  from  malfunctions  or  accidents, and any cumulative environmental effects that are likely to result from the Project  and activities that will be carried out; 



The significance of the environmental effects; 



Comments from the public and Aboriginal groups that are received during the review; and 



Measures  that  are  technically  and  economically  feasible  and  that  would  mitigate  any  significant adverse environmental effects of the Project. 

  Taseko submitted its “New Prosperity” EIS to the Panel on September 26, 2012.     The  open  pit  proposed  in  the  2012  EIS  lies  in  the  Fish  Creek  valley  approximately  250‐400  m  North/downstream from Fish Lake (Figure 1). The maximum depth of the proposed open pit will reach  approximately  600  m  [Taseko,  2012;  EIS  2‐2‐4  A,  p.  1],  representing  one  of  the  deepest  open  pits  in  Canada.  In  addition  to  the  need  to  adhere  to  legislated  safety  standards,  a  critical  objective  of  the  proposed mine plan and open pit design is to preserve Fish Lake in terms of maintaining the existing lake  level, water quality, riparian and aquatic ecology.     To support this objective, and others, the Review Panel has retained the services of two independent,  non‐government experts in the following areas:     1.  Geotechnical  issues  associated  with  open  pit  design,  slope  stability  and  possible  confined  aquifers in proximity to the proposed open pit; and  2.  Hydrogeological  issues  associated  with  potential  seepage  and  groundwater  flow  from  the  proposed tailings storage facility, and potential impacts to the receiving environment    This report presents the independent expert assessment, opinion and recommendations regarding the  geotechnical issues associated with Taseko’s proposed New Prosperity open pit.  6 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

  Figure 1: Location of proposed open pit relative to Fish Lake. Modified after [Taseko, 2012; EIS 2‐2, p. 63]. 

   

2.

Scope of Work

The scope of work carried out for this independent geotechnical review follows that outlined in Annex A  of the “Statement of Work” defined by the Canadian Environmental Assessment Agency in the contract  agreement K4230‐13‐0007. These are summarized below.   2.1. First Task – Review of Documentation 

Review  of  relevant  sections  of  the  September  2012  (New  Prosperity)  and  March  2009  (Prosperity) Environmental Impact Statements, and all relevant appendices, particularly:  -

2.1 Introduction and Background  2.2 Project Description  2.3 Project Scoping  2.6 Existing Environment (Geology and Geochemistry)  2.7 Impact Assessment (Geology and Geochemistry)  2.8 Environmental Management  2.9 Table of Commitments  2.2.4 A ‐ Preliminary Pit Slope Design  2.2.4 B ‐ Waste Dumps and Stockpiles ‐ Preliminary Design  2.2.4 C ‐ 2012 Geotechnical Site Investigation Factual Data Report  2.2.4 D ‐ 2009 Geotechnical Site Investigation Factual Data Report  2.6.1‐4 D ‐ A Baseline Groundwater Hydrology Assessment 

7 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 



Review responses to information requests on relevant topics as well as comments submitted by  other participants; 



Conduct a critical review of the assumptions and findings and conclusions contained therein. 

  2.2. Second Task –Report Submission 

Submission  to  the  panel  of  a  concise  report  with  recommendations  and  PowerPoint  presentation,  to  be  uploaded  for  public  review  on  the  Canadian  Environmental  Assessment  Registry (CEAR). The report and PowerPoint presentation should address the following:  -

Whether the proposed open pit design is reasonable and practical given the three main  geological domains.  The potential for slope failure and analysis of mitigation measures, if required, and their  possible impact on preserving Fish Lake.  The effect of a confined aquifer, if encountered in the excavation of the open pit, on pit  slope stability and the efficacy of the required mitigation measures.  The effect of flattening of the South pit wall, if required during later years of mining, on  the preservation of Fish Lake.  A  summary  of  the  geotechnical  risks  of  the  open  pit  design  and  the  adequacy  of  the  proposed mitigation measures and contingencies. 

  2.3. Third Task – Public Hearing Participation 

Appearance  before  the  Panel  at  a  public  hearing  in  Williams  Lake,  BC  (July  26/27,  2013),  to  testify in regard to the report and recommendations submitted to the Panel and made public,  and provide follow‐up information if requested by the Panel.   

3.

Documents and Data Reviewed

The following documents, sub‐sections, and appendices were reviewed as part of this assignment:  Taseko  Mines  Limited  (2012).  New  Prosperity  Gold‐Copper  Mine  Project  British  Columbia,  Canada:  Environmental Impact Statement. September, 2012.   - 2.1 Introduction and Background  - 2.2 Project Description  - 2.2.4 A ‐ Preliminary Pit Slope Design  - 2.2.4 B ‐ Waste Dumps and Stockpiles ‐ Preliminary Design  - 2.2.4 C ‐ 2012 Geotechnical Site Investigation Factual Data Report  - 2.2.4 E ‐ 2009 Geotechnical Site Investigation Factual Data Report  - 2.3 Project Scoping  - 2.6 Existing Environment (Geology and Geochemistry)  - 2.6.1‐4 D ‐ A Baseline Groundwater Hydrology Assessment  - 2.7 Impact Assessment (Geology and Geochemistry)  - 2.8 Environmental Management  - 2.9 Table of Commitments 

8 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Taseko  Mines  Limited  (2009).  Taseko  Prosperity  Gold‐Copper  Project:  Environmental  Impact  Statement/Application. March, 2009.   - 2‐6   Assessment of Alternatives and Selection of the Proposed Project  - 2‐6‐C  1998 Project Risk Assessment (Ref. 10173/13‐2, Nov. 1998)   - 3‐5   Regional and Local Geology  - 3‐5‐A  1998 Geological Report (May 1998)  - 3‐6   Mine Plan  - 3‐6‐C  2007 Feasibility Pit Slope Design (Ref. VA101‐00266/2‐2, Sep. 2007)  - 3‐6‐E  1999 Feasibility Design of the Open Pit (Ref. 11173/12‐2, Apr. 1999)  - 3‐6‐F  1994 Open Pit Design (Ref. 1736/1, Mar. 1994)  - 3‐6‐G 1993 Open Pit Preliminary Hydrogeological Investigations (Ref. 1736/2, Mar. 1994)  - 3‐6‐H  1994 Open Pit Investigation (Ref. 1738/2, Jan. 1995)   - 3‐6‐I  1996 Open Pit Geotechnical Investigation (Ref. 1731A/7, Jun. 1997)  - 3‐6‐J  1998 Geotechnical Parameters for the Plant Site Foundation Design (Ref. 10173/12‐ 3, Dec. 1998)   - 3‐6‐L  1994 Plant Site and Crusher Site Foundation Investigations (Ref. 1738/3, Jan. 1995)  - 3‐6‐M 1991 Preliminary Geotechnical Evaluation (Ref. 1731/1, August 1991)  - 3‐6‐N 1992 Preliminary Geotechnical Investigation (Ref. 1733/1, Jan. 1993)  - 3‐6‐O 1994 Geotechnical and Hydrogeological Investigation for Proposed Tailings Storage  Facility (Ref. 1738/1, Jan. 1995)  - 3‐6‐P  1996 Geotechnical Site Investigation for Tailings Management Options 2 and 5 (Ref.  1731A/4, Jan. 1997)  - 3‐6‐Q 1996 Seismic Refraction and Reflection Investigation (Ref. FGI‐313, Jul. 1997)  - 9.2.5   Geotechnical Stability Monitoring Plan    A summary of the data reviewed contained in these reports relevant to the open pit slope design and  ground  conditions  between  the  open  pit  and  Fish  Lake  are  provided  in  Appendix  A.  In  addition,  a  number  of  technical  memorandums  and  reports  were  reviewed,  as  provided  by  the  Review  Panel.  In  reverse chronological order, these include:    Taseko Mines Limited (2013). Responses to the Technical Information Requests from Taseko Mines Ltd.  to  the  Federal  Review  Panel  Regarding  the  Environmental  Impact  Statement  for  the  New  Prosperity Gold‐Copper Mine Project, British Columbia. Memorandum, Jul. 17, 2013.  Natural  Resources  Canada  (2013).  Evaluation  of  the  Adequacy  and  Technical  Merit  of  the  Additional  Information  Submitted  by  the  Proponent  for  the  New  Prosperity  Gold‐Copper  Mine.  Memorandum, Jun. 14, 2013.  Taseko Mines Limited (2013). Responses to the Supplemental Information Requests from Taseko Mines  Ltd.  to  the  Federal  Review  Panel  Regarding  the  Environmental  Impact  Statement  for  the  New  Prosperity Gold‐Copper Mine Project, British Columbia. Memorandum, Jun. 5, 2013.  Taseko Mines Limited (2013). Meeting Between NRCAN and Taseko. Memorandum, May 24, 2013.  Federal  Review  Panel  (2013).  Supplemental  Information  Requests  from  the  Federal  Review  Panel  to  Taseko Mines Ltd. Regarding the Environmental Impact Statement for the New Prosperity Gold‐ Copper Mine Project, British Columbia. Memorandum, Mar. 28, 2013.  Tsilhqot’in  National  Government  (2013).  Comments  on  Additional  Information  Submitted  by  the  Proponent. Memorandum, Mar. 16, 2013. 

9 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Natural  Resources  Canada  (2013).  Evaluation  of  the  Adequacy  and  Technical  Merit  of  the  Additional  Information  Submitted  by  the  Proponent  for  the  New  Prosperity  Gold‐Copper  Mine.  Memorandum, Mar. 15, 2013.  Taseko Mines Limited (2013). IR Responses to Panel. Memorandum, Feb. 28, 2013.  Federal Review Panel (2012). Information Requests from the Federal Review Panel to Taseko Mines Ltd.  Regarding the Environmental Impact Statement for the New Prosperity Gold‐Copper Mine Project,  British Columbia. Memorandum, Dec. 10, 2012.  Tsilhqot’in  National  Government  (2012).  Deficiencies  in  the  EIS  for  the  New  Prosperity  Project.  Memorandum, Nov. 11, 2012.  B.C. Ministry of Energy, Mines and Natural Gas (2012). New Prosperity Project – EMNG Comments on  Adequacy of Information. Memorandum, Nov. 9, 2012.  Natural Resources Canada (2012). Adequacy of the Environmental Impact Statement (EIS) for the New  Prosperity Gold Copper Project. Memorandum, Nov. 9, 2012.   

4.

Review Findings



Focus for this review was placed on the open pit slope design and ground conditions between the open  pit and Fish Lake, as reported in Taseko’s 2012 Environmental Impact Statement and other supporting  documents (see Section 3). Particular focus was placed on the questions provided by the Review Panel  for this assignment:    - Is the proposed open pit design reasonable and practical?  - What  is  the  potential  for  slope  failure,  what  mitigation  measures  are  provided  for,  in  such  an  event, and what are the possible impacts on preserving Fish Lake?  - What is the effect of a confined aquifer, if encountered, on pit slope stability and the efficacy of  the required mitigation measures?  - What effect will slope flattening have on the South pit wall, and the preservation of Fish Lake, if  required during the later years of mining?  - What  are  the  geotechnical  risks  that  apply  to  the  open  pit  design  and  the  adequacy  of  the  proposed mitigation measures and contingencies?    To answer these questions, the review findings are divided into several sub‐sections that comment on  the  site  investigation  data  collected  for  the  pit  slope  design,  the  appropriateness  of  the  design,  the  potential for slope failure, the possible impacts on Fish Lake, the influence of the confined aquifers on  slope stability, factors that may impact the long‐term performance of the pit slopes, and the assessment  of the perceived geotechnical risks as reported in the 2012 EIS and associated appendices, including the  2009 EIS and its associated appendices.    4.1. Site Investigation The  site  investigation  performed  for  the  preliminary  open  pit  design  and  dewatering  requirements  encompasses  several  geotechnical  and  hydrogeological  field  campaigns  carried  out  over  a  20  year  period. These are summarized in Appendix A. Each involves different levels of effort, detail, and focus  characteristic of pre‐feasibility and feasibility stages of project development. Key data sets include: site 

10 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

reconnaissance and geological mapping; oriented core and detailed geotechnical logging of RQD, RMR  and discontinuity orientation, spacing and surface characteristics; piezometer, in‐situ permeability and  pump testing; and strength testing of overburden, intact rock and rock joints. The geological model used  for the open pit design is based on 384 diamond drillholes totalling 148,000 m of core and 68 percussion  drillholes totalling 6300m [Taseko, 2012; EIS 2.6, p. 210).    In  general,  it  was  found  that  the  level  of  field  data  collected  is  of  the  quantity  and  quality  typically  expected for a feasibility level design [e.g., Read & Stacey, 2009]. Several deficiencies do arise, however,  as would be expected for a project of this size. These largely relate to:  

the QD and East Faults, for which no new targeted investigation boreholes appear to have  been drilled subsequent to their identification, and 



the ground conditions between the open pit and Fish Lake, for which no dedicated drilling  or testing was carried out in support of the 2012 EIS revision to preserve Fish Lake. 

  There are also a number of uncertainties in the data and in the subsequent analysis that is unavoidable  when dealing with geological and hydrogeological investigations. These are addressed below, together  with other comments/observations relevant to subsequent issues raised in the review.     4.1.1.

Geological Investigation Data

Overburden  -

The overburden in the proposed pit area is described as consisting of glacial till, basalt flows, and  colluvium  and  lacustrine  sediments  [Taseko,  2012;  EIS  2.6,  p.  210].  The  sequence  is  reported  to  increase in thickness from 10 m in the main deposit area to up to 120 m in the south area of the  pit [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 5]. The deposit continues to thicken to a maximum of 155 m as it  extends towards Fish Lake [Taseko, 2009; EIS 3.5.A, p. 8‐6]. Review of the geology logs for other  drillholes in the vicinity would suggest that the overburden thins to 60 m beneath the south end  of Fish Lake, and thin and pinch out to the east and west away from the main deposit area. The  presence of the overburden sediments has important implications for the design of the South pit  wall as discussed in subsequent sections below.    

-

Of special interest are the “colluvium sediments”. These are described in the Preliminary Pit Slope  Design as consisting of silty, sandy gravel up to 40 m thick, with occasional inter‐bedded silts and  clays [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 6]. “Colluvium” refers to materials that have been transported  by gravity and thus are typically angular, poorly sorted and of lower hydraulic conductivity. Based  on the drillhole logs, a better description would appear to be that provided in the 1998 Geological  report,  where  these  materials  are  described  as  glaciofluvial  deposits  (occasional  gravel  beds)  comprised  of  pebbles,  gravel  and  boulder  sized  rounded  clasts  with  only  a  trace  of  sand  or  silt  interstitial  to  the  coarser  fragments  [Taseko,  2009;  EIS  3.5.A,  p.  8‐17].  Such  materials  typically  have  very  high  hydraulic  conductivities,  ranging  from  1e‐4  to  1e‐2  m/s  [Domenico  &  Schwartz,  1990]. Similar values were approximated for intervals described as “stratified sand and gravel” as  reported in a number of drillhole logs (see next comment).  

-

Review of the drillhole logs for boreholes located between the South pit wall and Fish Lake (see  93‐126, 93‐127, 93‐128, 93‐129, 94‐154, 96‐212 and 96‐218, as reported in [Taseko, 2009; EIS 3‐6‐ E]),  consistently  indicate  the  presence  of  two  significant  intervals  of  sand  and  gravel  at  approximately  20  and  50  m  depth,  with  thicknesses  varying  from  10  to  25  m.  The  distance 

11 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

between  these  drillholes  spans  several  hundred  meters  suggesting  that  these  gravel  beds  are  continuous at the local scale, but with variable thicknesses, across the entire distance separating  Fish  Lake  from  the  South  and  South‐east  walls  of  the  pit.  Further  south  these  thick  gravel  beds  pinch  out  under  Fish  Lake,  as  they  do  to  the  north  towards  the  central  pit  area.  For  those  drillholes drilled deep  enough  to intersect  the bedrock contact (94‐154, 94‐157, 94‐159 and 96‐ 218),  additional  sand  and  gravel  intervals  were  intersected,  including  a  2‐3  m  layer  along  the  overburden/bedrock contact. This same contact layer of sand and gravel was also intersected in  drillhole  96‐205,  drilled  from  the  island  in  the  south  end  of  Fish  Lake  [Taseko,  2009;  EIS  3‐6‐P],  suggesting  it  extends  north‐south  under  Fish  Lake.  Observations  regarding  the  hydrogeological  characteristics of these intervals are discussed below under “Hydrogeology Investigation Data”.  Bedrock Lithology  The bedrock lithology below the overburden is reported to be comprised of the Cretaceous Fish  Lake  intrusives,  hosted  in  Cretaceous  volcaniclastic  and  volcanic  rocks,  which  transition  to  a  sequence  of  Cretaceous  sedimentary  rocks  including  mudstones,  siltstones,  sandstones  and  conglomerates  at  shallower  depths  along  the  southern  boundaries  of  the  proposed  pit  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  p.  6].  Quartz  feldspar  porphyry  dikes  occur  as  an  east‐west  trending,  steeply  south  dipping  swarm  that  cross‐cut  all  of  the  volcanic  and  sedimentary  rocks  identified  in  the  deposit [Taseko, 2012; EIS 2.6, p. 213]. Figure 2 depicts the different rock types that will intersect  the South wall of the proposed pit, as reported in [Taseko, 2013b; SIR, p. 10/11‐23]. 

-

  Figure 2: Geologic section through South wall of proposed pit. Modified after [Taseko, 2013b; SIR, p. 10/11‐23]. 

   

12 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Bedrock Alteration & Gypsum Line  -

Five bedrock alteration types are reported, with varying significance with respect to the pit slope  design.  Argillic  alteration  is  described  as  being  localized  along  fault  zones  and  overprints  earlier  alteration  assemblages.  This  type  is  characterized  as  involving  the  alteration  of  feldspar  to  soft  clay, which alters the strength characteristics of the rocks affected by it [Taseko, 2009; EIS 3.5.A,  p. 9‐29].  

-

Gypsum  is  strongly  associated  with  the  potassic  alteration  and  is  present  in  healed  fractures.  Gypsum  concentrations  are  described  as  being  very  low  to  non‐existent  outside  of  the  potassic  alteration zone. A gypsum line has been interpreted in the open pit geology model, separating the  lower three‐quarters of the deposit where gypsum infilling of discontinuities is prevalent, and the  upper  one  quarter,  where  it  has  typically  been  dissolved  from  the  potassically  altered  rocks  [Taseko,  2012;  EIS  2.2,  p.  97].  Where  groundwater  flow  is  controlled  by  fracture  permeability,  rocks above the gypsum line can be expected to have higher hydraulic conductivities. 

Faults  -

Two  major  faults  have  been  identified  to  pass  within  the  pit  limits:  the  QD  and  the  East  Faults.  These  structures  are  sub‐parallel,  trend  roughly  north‐south  through  the  centre  of  the  deposit,  and are steeply dipping to vertical (see Figure 2). Both faults are interpreted as being of limited  thickness  and  are  described  as  often  being  identified  by  lithological  breaks  rather  than  a  high  degree  of  localized  fracturing  [Taseko,  2012;  EIS  2.2,  p.  98].  In  the  1998  Geological  Report,  the  East Fault has been interpreted as being associated with a greater degree of clay gouge than the  QD Fault [Taseko, 2009; EIS 3.5.A, p. 11‐1]. The presence of gouge would suggest  that the fault  has undergone significant offset, implying that a certain degree of tectonic brittle fracture damage  adjacent to the gouge zones can be expected.  

-

It should be noted that the QD and East Faults appear to have been identified based on a detailed  analysis of the open pit geology carried out in 1998 [Taseko, 2009; EIS 3.5.A]. This post‐dates the  geotechnical  investigation  drilling  campaigns  carried  out  in  the  proposed  pit  area.  Although  several geotechnical boreholes do penetrate these faults (leading to their identification), to date  there  have  been  no  new  targeted  boreholes  directed  to  investigate  the  geotechnical  and  hydrogeological characteristics of the faults and adjacent tectonic damage zones. This is discussed  in more detail in the later sections of thereport.      

4.1.2.

Geotechnical Characterization Data

Overburden Properties  The  overburden  materials  that  form  the  upper  slopes  of  the  pit  (specifically  the  glacial  till)  are  reported  in  the  2012  EIS  to  be  over‐consolidated,  due  to  recent  glacial  activity,  and  of  high  strength [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 8]. A small amount of cohesion is also reported based on  laboratory testing. Although the high strength is favorable with respect to pit slope stability, the  material may also exhibit a brittle deformation behavior. The significance of a brittle response is  explored further under the comments regarding “Potential Impacts on Fish Lake”. 

-

 

13 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Rock Mass Structure  -

The  2012  EIS  reports  that  the  predominant  structural  features  in  the  open  pit  area  include  veining, open jointing, a limited number of shear zones, and the sub‐vertical QD and East faults  [Taseko,  2012;  EIS  2.2,  p.  98].  Stereonets  provided  in  the  Preliminary  Pit  Slope  Design  Report,  together  with  the  structural  model  reported  in  the  1998  Geological  Report,  suggest  that  three  major discontinuity sets are present, including a sub‐vertical set and two west/southwest dipping  sets [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 8].  

-

The  frequency  of  occurrence  of  open  joints  is  reported  to  be  significantly  greater  above  the  gypsum  line  [e.g.,  Taseko,  2012;  EIS  2.2,  p.  98].  The  majority  of  discontinuity  surfaces  are  characterized as being smooth and planar [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 9]. These have important  implications with respect to both their hydraulic conductivities and their shear strengths.  

-

The discontinuities are considered to be semi‐continuous over the bench scale (10‐20 m) [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  p.  8].  If  so,  this  would  limit  their  adverse  influence  on  kinematic  stability  to  bench  scale  failures.  At  the  inter‐ramp  and  pit  slope  scale,  discontinuities  will  contribute  to  slightly lower rock mass strengths (relative to the intact rock strengths). Their limited persistence  will  promote  rock  slope  deformations  that  require  step‐path  and/or  progressive  failure  mechanisms to evolve to a more critical state. These are discussed in more detail under “Pit Slope  Potential for Slope Failure”. 

Material Properties  -

A review of the rock mass conditions reported for the open pit area indicates that the bedrock is  of FAIR to GOOD quality [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 9]. This suggests favourable conditions with  respect  to  pit  slope  stability.  Similarly,  the  intact  rock  strengths  are  equally  favorable,  with  reported UCS values ranging between 50 and 175 MPa [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 9]. A review  of  the  summary  table  cited  compiling  data  from  past  pit  slope  investigations,  between  1992  to  1996, confirm a range of best estimates between 40 and 140 MPa  [Taseko, 2009; EIS 3.6.E, tab.  2.2].  It  should  be  noted  that  these  UCS  values  are  heavily  weighted  towards  less  reliable  point  load  measurements,  but  nevertheless,  the  rock  types  involved  are  generally  found  to  be  strong  unless they are exposed to hydrothermal alteration or weathering, which does not appear to be  the case here.    

-

Intact  rock  strength  is  an  important  consideration,  because  as  noted  in  the  2009  EIS,  given  the  limited  persistence  of  the  rock  mass  discontinuities,  many  potential  failure  surfaces  are  not  completely developed and would require some failure of intact rock. The moderate to high rock  strengths  at  the  New  Prosperity  site  is  therefore  beneficial  in  light  of  the  high  stresses  that  are  expected to develop in the pit slopes during later stages of mining [Taseko, 2009; EIS 3.6, p. 6‐11]. 

-

Exceptions  to  the  high  rock  strengths  reported  in  older  pit  slope  investigation  reports  include  sections of argillically altered rock, typically associated with shears and faulting. The strong rock  conditions  imply  that  behaviour  will  be  structurally  controlled,  except  in  areas  of  localized  shearing and faulting, where both structurally controlled behaviour and potential failure through  the weaker argillically altered rock should be considered [Taseko, 2009; EIS 3.6‐I, p. 25).  

-

As  previously  noted,  dedicated  drilling  to  test  the  geotechnical  characteristics  of  the  rock  types  within and adjacent to the QD and East Faults has not been carried out, and the rock mass and  intact  rock  strengths  reported  do  not  consider  any  potential  weakening  effects  resulting  from  tectonic damage to the rock. Reduced rock mass quality can be expected not only along the fault  structures but also in adjacent zones. In a study of brittle fault zones in crystalline rock, [Laws et  14 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

al.,  2003]  showed  that  intact  rock  strengths  alone  can  decrease  by  20  to  60%  due  to  tectonic  damage occurring in rocks adjacent to a fault.        4.1.3.

Hydrogeology Investigation Data

Hydrogeology Characterization  -

The  hydrogeology  of  the  open  pit  is  characterized  as  encompassing  a  shallow  water  table,  unconfined flow near surface and pressurized, preferential flow in permeable aquifers, confined  at  depth.  The  confined  conditions  are  reported  as  occurring  at  various  depths  in  the  thick  sequence  of  overburden  where  low  permeability  glacial  till,  siltstone  and  fine  sandstone  act  to  confine  groundwater  flow,  most  notably  at  the  bedrock  contact  where  high  artesian  pressures  were  observed  in  the  sands,  gravel  and  fractured  rock  located  along  the  contact.  Drilling  investigations also identified low artesian pressure conditions in the glaciofluvial sand and gravel  intervals  and  fractured  basalts  that  exist  at  various  depths  within  the  overburden  sediments  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  p.  10].  Although  a  specific  recharge  source  is  not  specified  for  these  confined  aquifers,  the  general  groundwater  flow  in  the  Fish  Creek  valley  system  is  reported  as  being driven by recharge in the higher ridge areas west and east of the valley towards Fish Creek  [Taseko, 2012; EIS 2.6, p. 286]. As previously noted, some of these intervals reach thicknesses of  up  to  25  m  and  extend  several  hundred  meters  between  the  southern  pit  limit  and  Fish  Lake,  indicating significant aquifers. However, they also pinch out to the east, west, north and south as  the bedrock paleo‐surface depression infilled by the sediments shallows.  

-

The  hydraulic  conductivity  of  the  rock  mass  below  the  overburden  is  characterized  in  the  Preliminary  Pit  Slope  Design  Report  as  being  low  to  very  low,  consistent  with  tight  infilled  discontinuities.  Exceptions  are  noted  with  respect  to  anticipated  zones  of  highly  fractured  rock  related  to  the  faults  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  p.  10‐11].  This  is  discussed  separately  in  the  comment  that  follows.  With  respect  to  the  rock  mass  hydraulic  conductivities,  supporting  documents for the 2009 EIS report low hydraulic conductivities on the order of 1e‐4 to 1e‐6 m/s  for  competent  rock  below  the  gypsum  line  (characterized  by  infilling  along  discontinuities),  and  values of 1e‐2 to 1e‐4 m/s in the upper portion of the rock mass where the dissolution of gypsum  provides preferential paths for groundwater flow [Taseko, 2009; EIS 3.6‐E, tab. 3.6]. Values from  this table, which summarize the permeabilities recorded from all tests up to 1999, are repeated in  the  Preliminary  Pit  Slope  Design  Report  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  tab.  3.2].  Higher  hydraulic  conductivities  can  be  expected  in  the  upper  rock  mass  above  the  gypsum  line  due  both  to  the  dissolution of gypsum in the fractures and the increased fracture apertures in response to lower  confining stresses and increased relaxation compared to the deeper rock below the gypsum line.  

-

Dedicated drilling and testing of the hydrogeological characteristics of the rock types within and  adjacent to the QD and East Faults has not been carried out. The 2012 EIS notes this limitation but  suggests  that  the  limited  hydraulic  data  available  indicates  that  the  permeability  of  these  structures  is  similar  to  the  bedrock  hydraulic  conductivity  [Taseko,  2012;  EIS  2.6,  p.  286].  This  statement was questioned in the Tsilhqot’in Nation memo of Nov. 11, 2012 regarding deficiencies  in  the  EIS  [TNG,  2012;  p.  36].  It  is  strongly  emphasized  here  that  equating  the  hydraulic  conductivities  of  the  fault  zones  and  bedrock  would  be  counter  to  most  experiences  involving  large fault zones similar in scale to the QD and East Faults. When intersected at depth in alpine  tunnels driven in low permeability crystalline rock, sub‐vertical brittle fault zones are observed to  act as major conduits, with individual faults in some cases producing tunnel inflows of up to 150  l/s [Loew et al., 2007]. In numerous studies of the influence of fracture flow on deep seated slope  15 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

movements in crystalline rock slopes, piezometer data shows that although a central fault gouge  zone  may  form  a  relatively  impervious  aquiclude  that  impedes  flow  normal  to  the  fault,  the  fracture zones adjacent to the fault gouge serve to significantly enhance the permeability parallel  to the fault [e.g. Eberhardt et al., 2007]. This is illustrated in Figure 3. It is common in such deep  drainage  projects  involving  tightly  jointed  crystalline  rock  masses  cut  by  faults,  to  see  water  pressures varying appreciably from one borehole to the next, depending on whether conductive  fractures are intersected, and water levels varying significantly on different sides of a fault (often  described as hydraulic compartmentalization). 

  Figure 3: a) Photo and b) schematic representation of a typical sub‐vertical fault zone intersected at depth during  excavation of a drainage adit. c) Illustration of permeability anisotropy observed across the brittle fault structure.  [Eberhardt et al., 2007]. 

  Packer/Permeability and Pump Tests  -

Results  from  the  packer  permeability  testing  echo  several  of  the  comments  made  above.  A  summary of tests performed in 1992, 1993 and 1994 indicate a log average permeability of 2e‐3  m/s above the gypsum line, with the permeability dropping to a  log average of 6e‐5 m/s below  the gypsum line [Taseko, 2009; EIS 3.6‐E, p. 10]. It is also reported that results indicate in some  locations, low permeability fault gouge may act as a barrier to groundwater flow across the fault  structure, which results in higher water pressures on one side of the fault. Fractured rock along  the fault structures can also provide relatively higher permeability materials that allow increased  flow  parallel  to  the  structure.  In  other  areas,  higher  permeability  fracture  zones  may  also  form  local  aquifers  that  are  confined  by  less  pervious  rock.  Artesian  pressures  may  develop  in  these  confined  aquifers  if  the  faults  are  hydraulically  connected  to  groundwater  recharge  areas  with  elevated topography [Taseko, 2009; EIS 3.6‐E, p. 8‐9].  

-

Several  reports,  including  the  Preliminary  Pit  Slope  Design,  recount  the  observation  that  continuous  pumping  from  a  production  well  (94‐164)  completed  within  the  confined  artesian  aquifer  in  the  sand  and  gravel  unit  above  the  bedrock  contact,  showed  negligible  piezometric  drawdown in adjacent observation wells (94‐154, 94‐159) confirming the relatively high recharge  capacity of this unit [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 10]. Examination of the well completion details  reported in the appendix to [Taseko, 2009; EIS 3.6‐H] show the borehole being perforated at 36,  62 and 158 m depth, each with 4 m screened intervals. Although drillhole geology logs could not  be found for this borehole, the perforated depths can be compared to the 10‐25 m thick sand and 

16 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

gravel aquifers observed at 20 and 50 m depth  in  the neighboring boreholes, together  with the  artesian  aquifer  detected  at  the  overburden/bedrock  contact.  Depending  on  how  the  pumping  test  was  carried  out,  pumping  may  have  encompassed  all  three  intervals.  Given  the  significant  transmissivities  of  the  thicker  sand  and  gravel  intervals  (up  to  25  m  thick),  it  would  not  be  surprising  that  continuous  pumping  over  an  extended  period  had  a  negligible  effect  on  neighbouring  wellbores.  As  noted  in  the  Preliminary  Pit  Slope  Design  Report,  aggressive  dewatering will likely be required to limit pit inflows and avoid related instabilities in the southern  area of the pit [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 10].     -

Considerable discussion between  Taseko and NRCan has transpired regarding the interpretation  of  the  pump  test  carried  out  in  94‐164  and  the  validity  of  the  hydraulic  conductivity  values  derived.  This  exchange  and  the  positions  held  are  summarized  in  various  communications,  including [Federal Review Panel, 2013; SIR, p. 5‐6] and [Taseko, 2013b; SIR, p. 10/11‐2]. In short,  Taseko explains that the pump test data from wells 94‐154, 94‐157 and 94‐159 were not relied on  by  BGC  Engineering  because  the  pumping  and  observation  wells  were  screened  across  multiple  hydrogeological units, the pumping rate was not recorded throughout the test duration, and the  observed pumping water levels suggest that a steady state pumping condition was not achieved  [Taseko, 2013b; SIR, p. 10/11‐2]. A review of the groundwater monitoring well completion details,  provided  in  [Taseko,  2009;  EIS  3‐6‐H],  and  as  noted  in  the  previous  comment,  confirm  that  the  wellbores  are  screened  across  multiple  levels  including  the  three  sand  and  gravel  intervals  in  which artesian  conditions  were recorded. In a separate  communication,  Taseko further explains  that the majority of groundwater is likely coming from the overburden/bedrock contact and from  isolated sand and  gravel seams interlayered within  the low‐permeability overburden sediments.  They go on to report that the interlayered sand and gravel seams are generally thin and are not  interpreted to be continuous across the site [Taseko, 2013a; IR, p. 10‐7]. As previously noted, the  drillhole data shows these sand and gravel beds to be significant (10‐25 m thick) and continuous  across several hundred meters between the southern pit limit and Fish Lake, before pinching out  further to the south, as well as to the north, east and west of the deposit area.    

-

Further to this discussion, NRCan’s interpretation of the data from the pump test in 94‐164 is that  the pressure response potentially indicates leakage across the confining layers, and suggests that  this may be demonstrating a hydraulic connection between the pump well and Fish Lake [Federal  Review Panel, 2013; SIR, p. 5‐6]. An alternative explanation offered here, at least with respect to  leakage, is that leakage is more likely derived from the QD and East Faults, which would intersect  the  thin  confined  aquifer  and  fractured  bedrock  immediately  above  the  bedrock  contact,  than  through communication with Fish Lake 150 m above. Although the latter may also be possible, the  QD and East faults represent major conductive features (parallel to their structures). At the South  East  Prongs  open  pit  at  the  Mount  Tom  Price  mine  in  the  Pilbara  region  of  Western  Australia,  recharge  of  underlying  confined  aquifer  units  encountered  in  the  pit  floor  was  found  to  be  primarily sourced via faults [Brehaut, 2009]. This study goes on to report that after more than 13  years  of  active  dewatering,  there  has  been  little  to  no  effect  on  the  perched  groundwater  pressures;  investigative  drilling  and  monitoring  has  shown  that  two  major  faults  were  acting  as  flow conduits (recharge) to the confined aquifer [Brehaut, 2009; p. 65‐67]. 

-

Given  the  above  cited  case,  a  targeted  investigation  of  the  geotechnical  and  hydrogeological  characteristics of the QD and East Faults in future is critical to understanding the potential effect  these  geological structures may have on the open pit hydrogeology and  that  of the overburden  material  between  the  South  pit  wall  and  Fish  Lake.  At  the  same  time,  it  is  appreciated  that  detailed targeted investigations of this kind are more typically carried out during the design and 

17 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

construction phases of an open pit project [see also Read & Stacey, 2009; p. 13]. As remarked by  Taseko  in  their  May  24,  2013  meeting  notes  summarizing  the  meeting  between  NRCan  and  Taseko,  any  difference  in  interpretation  of  the  technical  data  can  be  resolved  by  a  specifically  focussed  pump  test  program,  to  be  carried  out  during  the  detailed  engineering  design  stage  [Taseko, 2013b; SIR, p. 10/11‐8].     4.2. Open Pit Design One of the questions posed by the  Review Panel was to comment on whether the  proposed open pit  design  is  reasonable  and  practical,  given  the  three  main  geological  domains  (overburden,  and  rock  above and below the gypsum line).     The preliminary design calls for a large open pit 1200 to 1600 m in diameter at the pit rim, and reaching  depths between 525 and 600 m [Taseko, 2012; EIS 2‐2, p. 64]. Construction of the open pit will involve  several  phases  where  a  smaller  starter  pit  will  be  sequentially  enlarged  (“push  backs”)  over  a  16  year  period creating a progressively deeper pit [Taseko, 2012; EIS 2‐2, p. 81]. The minimum pushback width is  80 m; however, in general the expansions are in excess of 100 m widths [Taseko, 2012; EIS 2‐2, p. 96].  The maximum wall height of 600 m will coincide with the South‐west wall of the pit.     The preliminary design is based on a total of 148,136 m of diamond drilling completed in 379 holes at  the  Prosperity  Site  in  the  1990’s  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  p.  i].  As  previously  noted,  these  drilling  programs pre‐date the recognition of the QD and East Faults, although they contributed to its detection.  The pit slope design was based on seven main design sectors that were identified for pit development.  Sub‐sectors  were  defined  for  the  pit  walls  to  differentiate  the  overburden,  fractured  rock  above  the  gypsum line and competent rock below the gypsum line [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 12].     Taseko’s  position  in  the  2012  EIS  is  that  all  currently  available  drilling  and  discontinuity  mapping  data  and stability analyses suggest the recommended pit slope design is reasonable and appropriate [Taseko,  2012; EIS 2‐2, p. 85]. A review of the proposed pit slope design confirms this, at least in the context of it  being a “preliminary” design as part of a project in the Feasibility stage that has not yet transitioned to  Detailed Design and Construction. Below are several comments/observations relevant to the preliminary  pit slope design and its main components.    4.2.1.

Pit Dewatering/Depressurization

-

Pit  dewatering  will  begin  with  depressurization  wells  around  the  perimeter  of  the  pit,  and  eventually  evolve  into  an  in‐pit  dewatering  system  [Taseko,  2012;  EIS  2‐2,  p.  81].  Dewatering  is  essential  for  achieving  the  stated  open  pit  design  and  ensuring  the  safe  performance  of  the  pit  wall  slopes.  The  full  design  will  involve  a  combination  of  depressurization  techniques  including  vertical  wells,  in‐pit  horizontal  drains  and  collection  systems  implemented  in  a  staged  approach  during  pit  development.  The  QD  and  East  Faults  are  specified  as  requiring  targeted  deep  dewatering  in  order  to  minimize  the  potential  for  slope  failure  on  the  North  and  South  walls  [Taseko, 2012; EIS 2.2, p. 102‐103].   

-

The Preliminary Pit Slope Design assumes that pit inflows will likely be dominated by unconfined  flow in the upper 150 to 300 m of fractured rock mass above the gypsum line [Taseko, 2012; EIS  2.2.4 A, p. 18]. As previously noted, the dissolution of gypsum from the discontinuities above the 

18 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

gypsum line will result in higher hydraulic conductivities. The Preliminary Pit Slope Design further  states that inflows from good quality, low permeability rock below and peripheral to the gypsum  line are expected to be low [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 18]. An exception should be made with  respect to the intersection of the pit walls and floor with the QD and East Faults. This is discussed  in more detail in a separate comment below.   -

As stated in the 2012 EIS, pit inflows will also be dominated by localized confined aquifers in the  southern area of the pit [Taseko, 2012; EIS 2.2, p. 102]. These will likely be considerable and may  be  underestimated  in  the  pit  slope  depressurization  plan.  As  previously  noted,  two  of  the  confined  aquifers  involve  gravel  beds  between  10  and  25  m  thick  that  extend  several  hundred  meters from east to west across what is proposed to be the South wall. The north‐south extent of  these beds appears to only be 250‐300 m before they pinch out. This may mean that the pit walls  may not intersect these confined aquifers until a later pushback when the slope heights are in a  more critical state. It is also equally possible that the pit walls may not intersect these units at all. 

-

Additional  consideration  must  also  be  given  to  the  lowermost  confined  aquifer  along  the  overburden/bedrock contact. Although thinner in terms of the sand and gravel layer intersected  (2‐3 m), the presence of more highly fractured rock below the overburden sediments may equally  contribute to the inflows expected. Similar arguments (as above) may be made as to whether the  sands and gravels contributing to this confined aquifer pinch out before they would intersect the  southern pit  walls as the  depression infilled  by  the  overburden sediments shallows towards the  centre of pit. Nevertheless, they may still contribute to significant inflows through either leakage  through  the  QD  and  East  Faults  and/or  the  upper  skin  of  highly  fractured  bedrock  observed  in  places along the overburden/bedrock contact.  

-

Considerable  discussion  between  Taseko  and  NRCan  has  transpired  regarding  the  estimate  of  inflows expected in the pit (including whether a portion of these will be communicated via Fish  Lake). This exchange and the positions held are summarized in various communications, including  those for Information Request (IR) 11 in [Federal Review Panel, 2013; SIR, p. 6‐7] and Taseko’s last  response regarding 11 [Taseko, 2013b; SIR,  p. 10/11‐2‐4].  Estimates provided in  the Preliminary  Pit Slope Design suggest a range on the order of 58 to 153 l/s [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 21].  These values are slightly lower than earlier estimates of 85‐169 l/s reported in the 2007 Feasibility  Pit Slope Design using the same 1999 data and assessment results [Taseko, 2009; EIS 3.6‐C, p. 22].  It  should  be  noted  that  although  the  upper  bound  values  reported  consider  in  part  the  inflows  from the unconfined aquifers, it does not appear they account for the potentially sizeable inflows  that may occur along the North and South wall intersections with the QD and East Faults.  

-

Although inflows derived from the QD and East Faults do not appear to be considered in the pit  inflow estimates, the Preliminary Pit Slope Design does include plans for deep dewatering of the  faults  for  groundwater  depressurization  to  minimize  the  potential  for  slope  failure  along  the  North and South walls [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 19]. The design recommends the drilling of  multiple  350  m  deep  vertical  pumping  wells  into  the  fault  zones  in  Years  1,  6  and  11  as  the  pit  bottom  deepens,  where  the  latter  will  actively  dewater  the  pit  to  the  end  of  mining  operations  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  p.  19].  Such  plans  despite  the  lack  of  detailed  data  are  reasonable  considering what is typically expected for a preliminary pit design, and can be revised and refined  once  more  dedicated  testing  data  is  obtained  for  the  QD  and  East  Faults.  It  should  also  be  emphasized  that  as  previously  noted  regarding  the  experiences  at  the  Mount  Tom  Price  mine,  that even with active dewatering of a confined aquifer over extended periods of time (13 years in  the Tom Price case), it is possible that the desired effect may not be achieved due complexities in  the flow paths and relationships between major faults and regional recharge sources.  19 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

4.2.2.

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Pit Slope Angles

Design Criteria and Stability Analysis Methods  -

Review  of  the  design  criteria  and  stability  analysis  methods  applied  confirm  that  they  are  appropriate for a preliminary level pit design. The design cites the use of the 2009 Guidelines for  Open  Pit  Design  [Read  &  Stacey,  2009],  which  are  considered  industry  standards  for  large  open  pits.  

-

The acceptance criteria selected correspond to those suggested where the consequence of failure  is considered “moderate” [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 4]. This involves designing to a Factor of  Safety (FoS) of 1.3 for the overall slope height. It’s important to note that this was the same value  targeted in the 2007 Feasibility Pit Design when the mine plan did not include the preservation of  Fish Lake [Taseko, 2009; EIS 3‐6‐C, p. 18]. Given the revised design in the 2012 EIS and criteria that  Fish Lake must not  be adversely impacted, it may  be argued whether the  South and South‐east  walls should be designed to a higher FoS more reflective of a “high” consequence of failure (FoS =  1.4). The added uncertainty regarding the geotechnical and hydrogeological characteristics of the  QD and East Faults, and therefore lower confidence, may also justify a higher factor of safety. At  the  same  time,  it  may  be  argued  that  Fish  Lake  is  more  than  250  m  away  from  the  proposed  southern limits of the open pit and that a FoS = 1.3 is appropriate. The potential for slope failure  and its impact on Fish Lake are discussed in further detail in later sections of this report.  

-

The  design  procedures  followed  conform  to  standard  practice  for  a  preliminary‐level  pit  slope  design.  Geotechnical  design  sectors  are  identified  differentiating  sectors  with  similar  geology,  geomechanical  characteristics,  and  wall  orientations.  Stereonet  analyses  were  carried  out  to  assess kinematic stability (i.e. potential for planar, wedge, and toppling failure), which in turn was  used  to  select  suitable  bench  and  inter‐ramp  slope  angles.  Conventional  2‐D  limit  equilibrium  analyses  assuming  a  circular  mode  of  failure  (Method  of  Slices)  were  applied  to  three  representative pit walls (North, South, and West) to assess the overall stability of the full pit slope  height  for  given  slope  angles.  Rock  mass  properties,  which  account  for  the  weakening  effect  of  discontinuities,  were  assessed  for  these  limit  equilibrium  analyses  using  the  geotechnical  properties  derived  from  the  field  investigations  and  applying  appropriate  weighting  factors  to  account for blast damage and slope relaxation. A separate limit equilibrium analysis was carried  out for the overburden portion of the South‐east wall where the slope height in the overburden  material will reach 120 m. The analyses were performed using standard software commonly used  for such analyses (Rocscience’s DIPS and Geo‐Slope’s SLOPE/W). 

-

The  Preliminary  Pit  Slope  Design  emphasizes  that  the  design  basis  for  the  recommended  maximum  overall  slope  angles  assumes  that  careful  controlled  blasting  practices  will  be  implemented and that comprehensive groundwater depressurization measures are implemented  [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 24]. This will require closely monitored quality control measures be  implemented during construction and design implementation. 

  Overburden Slope Angles  The maximum overburden slope heights along the upper South‐east and South‐west walls of the  proposed pit will be on the order of 120 m; overburden exposures on the rest of slopes are less  significant [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 12]. Based on the limit equilibrium analyses performed,  an overall slope angle of 30 degrees was recommended for slopes excavated in the overburden  materials provided that sufficient groundwater depressurization can be maintained 30 m into the  pit wall. 

-

20 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Although not specified in the 2012 Preliminary Pit Slope Design Report, details regarding the limit  equilibrium  analyses  carried  out  for  the  maximum  overburden  slope  scenario  were  reviewed  in  the 1999 Feasibility Design of the Open Pit Report [Taseko, 2009; EIS 3‐6‐E]. This report suggests  that  the  analyses  considered  a  variety  of  phreatic  surface  locations  [Taseko,  2009;  EIS  3‐6‐E,  p.  41], but did not consider the adverse effects of encountering artesian pressures at the base of the  overburden.  Hence  an  assumption  is  made  for  these  analyses  that  the  slope  will  be  perfectly  drained to a phreatic surface parallel to and 30 m back from the slope face [Taseko, 2009; EIS 3‐6‐ E, figs. 4.1‐4.2]. Given the complex geological and hydrogeological conditions previously discussed  for the overburden/bedrock contact, this assumption may be overly optimistic.  

-

  Bedrock Slope Angles  -

Results  from  the  kinematic  analyses  are  reported  as  suggesting  that  large‐scale  multiple  bench  instabilities are not indicated for most pit design sectors [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 15]. Thus it  is suggested that 65 degree bench face angles should be achievable in the bedrock, and that inter‐ ramp angles of 50 degrees should be achievable for more competent rocks using a 30 m double  bench  configuration,  provided  that  low‐damage  blasting  practices  are  implemented  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  p.  15].  An  inter‐ramp  slope  angle  of  45  degrees  is  recommended  for  the  less  competent rocks above the gypsum line, as well as for the lower walls in the West and North‐east  sectors  where  lower  rock  mass  strengths  and/or  adverse  structural  features  are  encountered  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  p.  15].  These  angles  seem  appropriate  although  lower  inter‐ramp  angles may also be required for the North and South walls due to the presence of the QD and East  Faults resulting in lower than expected rock mass strengths.  

-

Kinematic  stability  analyses  also  indicated  the  potential  for  bench‐scale  toppling  in  the  South,  South‐west and North‐west walls [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, tab. 6.1]. As noted in earlier support  documents,  the  QD  and  East  faults  may  serve  to  aggravate  stability  serving  to  act  as  potential  release planes to allow toppling displacements along the South wall [Taseko, 2009; EIS 3‐6‐C, p.  15‐16].  The  significance  of  these  toppling  displacements  is  further  discussed  in  later  comments  regarding “Potential Impacts to Fish Lake”.  

-

Rock  mass  properties  were  derived  for  the  stability  analyses  of  the  final  overall  slope  heights  based  on  the  commonly  used  empirical  relationships  published  by  [Hoek  et  al.,  2002].  These  enable rock mass shear strength properties to be estimated accounting for the weakening effect  of fractures in the rock mass relative to the intact strength of the rock. To meet the acceptance  criteria  (FoS  = 1.3), the  calculation of  the rock  mass properties assume a rock mass disturbance  factor of D = 0.85 [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, tab. 4.3]. This factor accounts for blast damage and  stress relaxation, with recommended values for production blasts in large open pits being D = 1.0.  The  slightly  more  favorable  value  used  assumes  that  good  controlled  blasting  practices  will  be  employed.  The  [Hoek  et  al.,  2002]  relationships  also  require  an  estimate  of  the  confining  stress  levels, entered as a slope height, to account for the increase in rock mass shear strength observed  with  increasing  confining  stresses  [see  Eberhardt,  2012].  Although  the  value  used  in  the  Preliminary Pit Slope Design Report isn’t specified, it could be back‐calculated to a value of 200 m.  Given the total slope heights involved ranging from 530 to 580 m, it is assumed that a degree of  conservatism  has  been  built  into  the  analysis  by  using  rock  mass  shear  strengths  more  appropriate for the weaker rock above  the  gypsum line (hence  the slope height of 200 m) than  the stronger rock below it.     

-

The overall slope angles recommended based on the limit equilibrium analyses performed range  from  40  degrees  for  the  South‐west  and  West  walls  to  43  degrees  for  all  other  walls  [Taseko,  21 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

2012; EIS 2.2.4 A, tab. 6.1]. These angles assume good controlled blasting practices (D=0.85) and  effective groundwater depressurization to 50 m behind the final walls. It should be noted that the  overall  slope  angles  for  the  North  and  South  walls  do  not  account  for  the  possibly  weaker  rock  mass conditions to be encountered due to the presence of the QD and East Faults.     4.3. Potential for Slope Failure A second question posed by the Review Panel was to comment on the potential for slope failure, and in  such event, what mitigation measures would be available and what possible impact would these have  on  preserving  Fish  Lake.  The  second  part  of  this  question  is  addressed  separately  in  the  section  that  follows. Discussed here are several comments/observations related to the potential for pit slope failure.    4.3.1.

Potential Failure Modes

-

As previously discussed, the rock mass quality within which the deposit is hosted ranges from FAIR  to GOOD. This favours stability. In an earlier report, the discontinuities mapped in the boreholes  were  described  as  90%  joints  and  6%  shears  [Taseko,  2009;  EIS  3‐6‐I,  p.  20].  The  shears  were  characterized as having slickensided surfaces. Although small in number, the low shear strength of  these  shears  would  likely  contribute  to  bench  or  multi‐bench  failures  if  they  adversely  daylight  into  the  pit.  Otherwise,  bench  to  multi‐bench  stability  will  be  governed  by  the  orientation,  spacing,  persistence,  shear  strength  and  interconnectivity  of  the  joints.  Likely  modes  of  failure  identified  by  the  kinematic  analyses  include  minor  bench‐scale  translational  planar/wedge  instabilities,  especially  in  the  North‐east  pit  wall  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  p.  15].  Bench  backbreak,  ravelling  and  rockfall  can  be  expected,  which  can  be  managed  together  with  other  bench‐scale instabilities  by employing  controlled  blasting techniques, scaling  and bench  cleanup  to  remove  loose  blocks,  and  horizontal  drainage.  The  minimum  bench  width  required  by  the  British Columbia Mines Act for a 15‐metre high single bench configuration is 8 m. Increasing the  bench  width  provides  an  additional  option  to  mitigate  against  rockfall  and  spillage  arising  from  unstable benches.  

-

The  benches  in  the  overburden  on  the  southern  walls  will  likely  break  back  to  shallower  angles  upon excavation and/or exhibit considerable ravelling over the long term [Taseko, 2012; EIS 2.2.4  A,  p.  12].  The  recommendations  provided  in  the  preliminary  pit  slope  design  is  to  place  a  wide  catch  berm  below  the  bottom  of  the  overburden  slopes  to  provide  additional  allowance  for  ravelling cleanout and surface water diversion [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 12‐13].  

-

Kinematic  analyses  have  also  indicated  a  potential  for  bench‐scale  toppling  along  the  east‐west  striking  sub‐vertical  discontinuity  set  (main  veining),  in  the  North‐west,  South  and  South‐west  walls [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 14‐15]. The 2007 Feasibility Pit Slope Design described these as  potentially  involving  large‐scale  toppling  type  displacement  along  the  North  and  South  walls  during the later stages of mining [Taseko, 2009; EIS 3‐6‐C, p. ii]. As noted in this report, precedent  practice in deep open pit mines has indicated that disruptions due to this type of failure can be  minimized  through  appropriate  groundwater  depressurization  with  the  use  of  dewatering  wells  and horizontal drains. The QD and East faults may further serve to act as potential release planes  to facilitate these  toppling displacements along  the South wall.  To mitigate  the  development of  large‐scale  toppling  instabilities  in  the  South  wall,  recommendations  are  made  to  install  deep  depressurization  wells  in  close  proximity  to  these  fault  zones  together  with  closely  spaced  horizontal  drains  [Taseko,  2009;  EIS  3‐6‐C,  p.  xii].  Implications  arising  from  large‐scale  toppling  22 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

movements  in  response  to  stress‐relief  as  the  open  pit  reaches  greater  depths  are  further  discussed under “Possible Impacts on Fish Lake”.  -

The thickening of the overburden from 10 m in the main deposit area to 155 m towards Fish Lake  to the south is interpreted as involving a paleo‐surface forming a bedrock depression infilled by  glacial  lake  sediments  and  basalt  flows  [Taseko,  2009;  EIS  3.6.I,  p.  11].  Kinematically,  this  is  favourable  as  the  bedrock  interface  on  which  the  weaker  overburden  sediments  lie  dips  away  from the pit towards Fish Lake.   

-

Shear strength testing of the overburden materials, particularly the thick over‐consolidated glacio‐ lacustrine silt and silty clays underlying the basalt flows in the southern area of the pit have been  reported  as  displaying  tendencies  to  swell  and  disintegrate  upon  hydration  and  exposure  to  atmospheric  conditions  [Taseko,  2009;  EIS  3.6.I,  p.  26].  This  indicates  the  potential  for  surficial  sloughing and shallow retrogressive instabilities in  the overburden  materials. Recommendations  are  made  to  consider  covering  exposed  sections  of  these  materials  with  geosynthetics  or  shotcrete.  The  potential  for  retrogressive  failure  in  the  overburden  materials  has  minor  to  moderate  implications  with  respect  to  Fish  Lake.  These  are  discussed  in  more  detail  under  “Possible Impacts on Fish Lake”.  

-

Limit equilibrium results for the South wall overburden carried out using SLOPE/W indicate that  the  slope  acceptance  criteria  of  FoS  =  1.3  can  be  met  if  effective  groundwater  depressurization  can be achieved 50 m into the slope [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, tab. 4.3]. However, these analyses  do  not  consider  the  possibility  of  artesian  conditions  at  the  slope  toe  (overburden/bedrock  contact)  or  other  localized  perched  water  tables  that  may  not  be  effectively  drained  by  the  measures employed. If so, large scale rotational movements encompassing the full height of the  overburden  (up  to  120  m  in  the  final  southern  walls),  may  develop.  Implications  of  a  large  rotational failure developing in the overburden on Fish Lake are further discussed under “Possible  Impacts on Fish Lake”. 

-

Similarly, if the rock mass encountered between the QD and East faults is more highly fractured  and weaker than expected, a large rotational instability may develop in the South wall. The most  effective  means  to  stabilize  such  slope  movements  is  deep  drainage.  If  additional  mitigative  measures  are  required,  other  routine  practices  in  large  open  pits  include  slope  flattening  or  unloading material at the top of the slope and placing it at the foot as a buttress.  

4.3.2.

Influence of Confined Aquifers Details  regarding  the  presence  of  confined  aquifers  in  the  overburden  sediments  are  generally  limited in the Preliminary Pit Slope Design Report to general statements regarding their presence  and the need for dewatering [see Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 10]. However, addition details can  be  found  in  supporting  documents  to  the  2009  EIS  submission,  including  the  2009  Feasibility  Design  Report  [Taseko,  2009;  EIS  3.6.E,  p.  57‐58].  This  report,  based  on  the  hydrogeological  investigations  previously  carried  out,  characterizes  the  confined  aquifer(s)  as  exhibiting  high  recharge capacity. The confined artesian aquifer is reported to be a 2 m thick gravel unit located  at 160 m depth. Pump tests estimate the aquifer to have an average transmissivity of 22 m2/day, a  specific storage of 3.4e‐5 l/m, and a permeability of approx. 7e‐2 m/s [Taseko, 2009; EIS 3.6.E, p.  58]. Artesian pressures for this confined aquifer are reported to be 12 m above the existing level  of Fish Lake. Depressurization wells are recommended to be screened along most of their lengths  such  that  they  will  serve  to  drain  other  smaller  confined  aquifers  which  may  be  perched  within  the overburden units. Results from the seepage analysis performed for the 1999 feasibility design 

-

23 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

indicate  that  a  total  flow  of  approx.  10  l/s  will  be  required  to  depressurize  the  aquifer  [Taseko,  2009; EIS 3.6.E, p. 58].   -

As  previously  discussed,  the  Preliminary  Pit  Slope  Design  assumes  that  aggressive  groundwater  depressurization  measures  will  be  implemented  and  therefore  the  stability  analyses  do  not  consider  the  possible  influence  of  a  confined  aquifer  on  overall  pit  wall  stability.  Again,  the  experiences  at  the  Mount  Tom  Price  mine  are  raised  here,  where  after  more  than  13  years  of  active  dewatering  of  a  confined  aquifer,  leakage  from  two  large  faults  in  hydraulic  contact  with  the  confined  aquifer  have  prevented  the  aquifer  from  being  properly  drained  [Brehaut,  2009].  Achieving  proper  drawdown  may  simply  be  a  matter  of  increasing  the  pumping  and  drainage  effort  to  contend  with  adverse  conditions.  However,  it  is  also  possible  that  the  desired  depressurization may not be achieved if complexities in the flow paths and interactions between  the  confined  aquifer,  the  QD  and  East  Faults  and  regional  groundwater  recharge  sources  prove  more challenging than expected.  

-

Without proper dewatering, high pore pressures in the confined aquifer may cause floor heave as  the  deepening  pit  approaches  the  horizontal  lying  confined  aquifer,  or  destabilize  the  slopes  in  the exposed overburden sequence. High seepage gradients may cause piping and erosion of the  sand  and  gravel  aquifer  material,  undermining  the  till  and  basalt  layers  above  causing  localized  failures that may retrogressively work their way back until stabilization measures can be enacted.  In‐rushes  of  water  and  collapsed  rocks  are  a  potential  hazard,  especially  if  the  sand  and  gravel  beds pinch out in near proximity to the pit wall without actually daylighting into it.   

4.3.3.

Large Open Pit Precedence

-

The Preliminary Pit Slope Design Report presents a plot of slope height versus overall slope angle  for a large number of open pit case histories compiled by various authors and supplemented with  data from large open pit mines in British Columbia [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, fig. 6.3]. This figure  is reproduced in Figure 4, and it shows the West and North walls as plotting between two trend  lines representing nominal factors of safety of FoS = 1.0 and 1.3. The South wall would likewise  plot between these trend lines. However, inspection of the data reveals that there is a significant  degree of scatter, as would be expected given the differing site conditions, geology, hydrogeology  and  climatic  conditions  unique  to  each  case.  Within  this  scatter,  there  are  numerous  instances  where  large  open  pit  slopes  have  failed  at  angles  less  than  40  degrees  with  supposed  nominal  safety  factors  greater  than  the  acceptance  criteria  of  FoS  =  1.3.  This  is  also  shown  in  a  table  comparing large open pit mines in British Columbia [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, tab. 6.3]. The table  shows  that  of  the  12  cases  cited,  8  (67%)  have  experienced  some  form  of  unstable  slope  displacements.  

-

Additional  details  from  this  data  review  are  discussed  in  earlier  design  reports,  including  the  observation  that  slope  stability  problems  encountered  are  sometimes  complicated  by  high  stresses that are encountered where pits are exceptionally deep. In particular, large scale toppling  type movements have been encountered at Chuqicamata in Chile (780 m deep) and in the Lornex  Pit at the Highland Valley Copper mine near Kamloops (370 m deep) [Taseko, 2009; EIS 3.6.E, p.  83]. The latter case is discussed in more detail under “Possible Impacts on Fish Lake”.  

 

24 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

  Figure 4: Data compiled for a large number of open pit cases plotting slope height versus slope angle.            [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, fig. 6.3].  25 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

The Preliminary Pit Slope Design Report concludes that almost all of the large open pit operations  reviewed, including several porphyry copper mines, have encountered slope stability problems in  some area of the mine [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 27]. It is therefore suggested that there is a  significant possibility that some area of the New Prosperity pit will require slope flattening during  operations in response to slope movement. Therefore, the mine plans should remain flexible so  that extra stepouts/buttresses can be maintained in critical areas of the pit until the end of the  mine life when lower factors of safety can be tolerated [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 27].  

-

Although  not  stipulated  in  the  2012  Preliminary  Pit  Slope  Report,  a  minimum  setback/buffer  distance should be specified recognizing that there is the potential for a large pit slope instability  to develop. In the 1999 Feasibility Design Report, a minimum buffer area of at least 200 m around  the  pit  was  recommended,  noting  that  any  critical  features  or  facilities  which  cannot  tolerate  slope movement must not be located within this buffer area [Taseko, 2009; EIS 3.6.E, p. 83].     

-

  4.3.4.

Long‐Term Slope Performance The  Preliminary  Open  Pit  Design  Report  discusses  the  importance  of  preserving  rock  mass  integrity during mine operations to prevent progressive deterioration (unravelling) of the bench  faces  to  achieve  the  steepest  bench  face  angles  possible  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.4  A,  p.  24].  Controlled  blasting  methods  are  recommended  to  facilitate  steeper  final  pit  slopes  by  reducing  face damage from blasting. It is also noted that interim slopes must also incorporate some level of  controlled blasting to maintain safety but that the requirements in this situation are less rigorous  due to the shorter operating life of these walls [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 24]. 

-

-

It  is  noted  that  the  1999  Feasibility  Design  also  employed  advanced  2‐D  numerical  modelling  methods in addition to the more conventional 2‐D limit equilibrium analyses reported in the 2012  Preliminary Pit Slope Design Report. The commercial finite difference program FLAC and distinct‐ element  program  UDEC  were  used  to  assess  large‐scale  slope  stability  and  potential  instability  mechanisms not considered by the limit equilibrium analyses. (Limit equilibrium methods require  the assumption of the failure mechanism as part of the analysis; numerical models allow for the  failure  mechanism  to  develop  in  the  model  as  a  function  of  the  rock  mass  characteristics  and  material  properties  incorporated  into  the  model.  See  Stead  et  al.,  2006).  An  important  failure  mechanism that can be assessed using advanced numerical modelling is that of “step path” and  “progressive”  failure  [Eberhardt  et  al.,  2004].  Step‐path  and  progressive  failure  surfaces  are  associated  with  high  rock  slopes  in  jointed  rock  masses  where  over‐stressing  and  crushing  near  the slope’s toe is followed by the progressive failure of intact rock bridges between non‐persistent  discontinuities up through the rock mass towards tension cracks that develop along the crest of  the slope (Figure 5).  

-

Progressive failure was considered as a potential pit slope instability mechanism in the numerical  analyses  carried  out  for  the  1999  Feasibility  Design.  This  was  a  rather  advanced  technical  consideration at its time and speaks to a very high level of understanding and expertise possessed  by the pit slope design consultants (Knight Piésold). As stated in the report, numerical models can  simulate  the  pit excavation sequence and the development of failure modes  due to  progressive  overstressing  and  step  path  failure  surface  development  [Taseko,  2009;  EIS  3.6.E,  p.  50].  The  report goes  on to  emphasize that unlike  non‐cemented granular materials, rock  masses tend to  exhibit  relatively  high  undisturbed  strengths  that  undergo  very  significant  strain  softening  at  relatively  low  strains.  In  other  words,  the  over‐stressing  of  materials  in  a  region  of  the  slope,  followed  by  significant  strength  reduction  in  that  region  and  the  shedding  of  loads  to  adjacent 

26 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

regions,  is  the  typical  mechanism  for  the  progressive  development  of  a  failure  surface  [Taseko,  2009; EIS 3.6.E, p. 50‐51]. Conclusions drawn from the numerical modelling study suggest that the  proposed  pit  slope  configurations  will  remain  stable  during  operations,  provided  that  weak  adversely  oriented  structures  are  not  encountered  and  that  the  slope  is  depressurized  [Taseko,  2009; EIS 3.6.E, p. 55]. However, significant deformations may be experienced due to relaxation of  the lower pit walls, with outward displacements occurring in conjunction with overstressing along  shallow dipping discontinuities. The models predict zones of overstressing and yielding extending  approximately  50  to  100  m  into  the  slope  over  a  height  of  approximately  200‐300  m  [Taseko,  2009; EIS 3.6.E, p. 53]. The report suggests that these zones could result in stability problems over  the  lower  portions  of  the  slope  in  the  absence  of  proper  monitoring  and  dewatering  [Taseko,  2009; EIS 3.6.E, p. 55].    

  

 

Figure 5: Left, illustration of progressive failure involving toe shear and step‐path failure. After Hoek et al. (2000).  Right, example of advanced numerical modelling of a progressive failure mechanism involving toe shear and step‐ path failure up through a system of non‐persistent joints. After Eberhardt et al. (2012). 

  The Preliminary Pit Slope Design Report notes that the slope stability analyses undertaken did not  evaluate the  potential for  seismic  (earthquake)  triggering of a large pit slope failure. The report  cites [Read & Stacey, 2009] in stating that there are few recorded instances in which earthquakes  triggered  significant  failures  in  hard  rock  open  pits,  instead  producing  small  shallow  slides  and  rock falls, but none on a scale sufficient enough to disrupt mining operations  [Taseko, 2012; EIS  2.2.4  A,  p.  4].  A  review  of  historical  earthquake  records  and  regional  tectonics  reported  in  the  Waste  Dumps  and  Stockpiles  Preliminary  Design  Report,  states  that  the  New  Prosperity  Project  site is situated in a region of moderate seismic hazard [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 B, p. 5]. Using the  Natural Resources Canada database, a mean potential peak ground acceleration (PGA) of 0.07g is  estimated  for  a  100  year  return  period  event  with  a  probability  of  exceedance  (for  a  20  year  design operating life) of 18%. For a 475 year return period event (probability of exceedance = 4%),  a mean PGA of 0.17g is estimated [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 B, tab. 2.2]. Future pit slope stability  analyses should consider the effects of seismic loading, even if only as a simple limit equilibrium  scoping calculation to see if more rigorous numerical analyses are warranted. 

-

27 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

4.4. Possible Impacts on Fish Lake Another  key  question  posed  by  the  Review  Panel  was  whether  flattening  of  the  South  pit  wall,  if  required, might affect the preservation of Fish Lake. Prior to the 2012 EIS, the previous mine plans and  open  pit  designs  had  called  for  draining  and  backfilling  Fish  Lake  during  open  pit  construction.  Accordingly,  all  geotechnical  and  hydrogeological  field  investigations  were  carried  out  without  consideration being given to the need to preserve Fish Lake. Relevant data was collected in the region  between  the  southern  pit  limit  and  Fish  Lake;  however  there  is  an  absence  of  dedicated  investigation  data targeting specific questions regarding what potential impacts if any the development of the open  pit may have on Fish Lake. The statement made in the 2012 EIS that the interaction of Fish Lake with the  groundwater table has been assessed with respect to the pit wall designs [Taseko, 2012; EIS 2.2, p. 99],  is not strongly supported in the EIS, Preliminary Pit Slope Design Report, or any of the other associated  reports reviewed.    As  noted  in  previous  comments,  there  are  several  issues  that  arise  from  uncertainty  regarding  the  hydrogeological  characteristics  of  the  overburden,  the  presence  of  confined  aquifers,  and  their  interaction with Fish Lake, the open pit and the QD and East Faults. These are explored in further detail  below.    4.4.1. Interaction between Confined Aquifers and Fish Lake -

The presence of confined aquifers with artesian pressure conditions and relatively high recharge  capacities [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 10], will necessitate aggressive pit dewatering measures  focussed largely between the southern end of the proposed pit and Fish Lake. A combination of  the thick sequence of low permeability glacial tills separating Fish Lake from the targeted confined  aquifers  and  the  flat,  horizontal  stratigraphy  of  the  overburden  sediments  has  led  to  the  conclusion  that  Fish  Lake  does  not  have  a  direct  hydraulic  connection  to  the  deep  confined  aquifer [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, p. 10]. This is a reasonable assumption, but not one confirmed  by the limited and non‐question specific data available.   

-

The question of seepage from Fish Lake has seen significant discussion and exchange of opinions  between Taseko and NRCan. Taseko’s position as stated in their SIR response to this question is  that  a  number  of  conditions  would  need  to  be  met  in  addition  to  leakage  into  the  confining  aquifer  during  pumping  to  result  in  a  significant  increase  in  seepage  from  Fish  Lake  [Taseko,  2013b;  SIR,  p.  10/11‐30].  And  in  such  an  event,  this  water  would  be  collected  by  the  pit  dewatering system and could be recycled to Fish Lake so that there would be no net effect on the  water level of Fish Lake. In response, NRCan acknowledges that this would appear to be feasible,  at  least  technically  [NRCan,  2013;  IR  10/11,  p.  7].  Taseko  further  acknowledges  the  need  for  additional  information  with  respect  to  larger  scale  hydraulic  conductivity  in  the  overburden  between  Fish  Lake  and  the  open  pit  in  order  to  proceed  to  construction,  and  that  will  be  undertaken as part of the detailed engineering design phase of the project [Taseko, 2013b; SIR, p.  10/11‐8]. It can be confirmed that such detailed and targeted investigations are more commonly  carried out in the design stage of a project than in the feasibility stage [Read & Stacey, 2013; p.  13].  

-

The above discussions are based on the underlying assumption that because the confined aquifer  and surrounding thick deposits of low permeability sediments are horizontally bedded that they  impose a significant barrier to groundwater flow. Differences of opinion can be debated regarding  the hydraulic conductivity values to be assigned to these materials in seepage models; in any case,  28 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

mitigation measures are available that can contend with such differences. What would be more  serious,  and  potentially  catastrophic,  would  be  the  potential  for  a  more  serious  breach.  Taseko  points out that based on packer testing, single well response tests, and core logs from exploration  and geotechnical drilling, there is no evidence of a structural conduit that could provide a direct  hydraulic connection between the pit and the lake [Taseko, 2013b; SIR, p. 10/11‐15]. This would  seem to be a reasonable conclusion, but one based on the pre‐mining site conditions. It must also  be assessed whether it is possible for such a vertical conduit to develop in response to mining and  pit slope failure.     4.4.2. Interaction between Slope Failure and Fish Lake -

The design and stability of the high overburden slopes in the South and South‐east walls nearest  to Fish Lake will be largely dependent on the effectiveness of the slope dewatering efforts carried  out.  If  a  catastrophic  failure  were  to  develop  in  these  materials,  the  rotational  movements  and  back scarp would not likely extend back behind the crest more than 40‐60 m. This is supported by  the critical slip surfaces calculated for the overburden, as reported in [Taseko, 2009; EIS 3.6.E, p.  83].  If  drainage  of  the  confined  aquifers  proves  problematic,  there  is  the  possibility  that  subsequent  retrogressive  failures  may  develop  in  the  overburden  materials,  but  likely  not  extending more than 100‐150 m behind the slope crest in a worst case scenario.  

-

If a larger instability was to develop in the South‐east wall nearest Fish Lake involving the full 535  m  slope  height  (overburden  and  bedrock),  the  calculated  slip  surfaces  show  that  these  likely  wouldn’t  extend  more  than  100  m  behind  the  slope  crest  [Taseko,  2012;  EIS  2.2.2  A,  fig.  4.10].  Furthermore,  most  large  scale  pit  failures  are  detected  at  an  early  stage  of  development  giving  opportunity for stabilization measures to be enacted. Taseko correctly notes that in the event that  a  5  degree  reduction  in  a  pit  wall  angle  was  necessary,  this  flattening  would  still  maintain  a  minimum  100  m  buffer  between  the  pit  crest  and  the  nearest  stockpile,  and  more  than  200  m  between the pit crest and Fish Lake at full build‐out of the pit design [Taseko, 2013a; IR, p. 2‐2].  Numerous  examples  exist  where  slope  stability  problems  encountered  in  large  open  pits  have  been  successfully  managed  by  flattening  portions  of  the  pit  walls  in  order  to  control  slope  movements. 

-

Greater uncertainty exists with respect to the impact of a large slope movement developing in the  South  wall.  The  geotechnical  and  hydrogeological  characteristics  of  the  QD  and  East  Faults,  and  the rock mass in between, have not been fully investigated. Given their potentially weaker nature,  a deep‐seated failure may extend further back from the pit crest than a comparable large slope  failure  in  the  South‐east  wall.  Again,  it  is  unlikely  in  either  case  that  this  will  extend  back  far  enough  to  breach  Fish  Lake,  but  the  nature  of  the  deposits  between  the  faults  beyond  the  pit  limits  have  not  been  properly  investigated.  Nevertheless,  as  noted  for  the  previous  scenarios,  mitigation  measures  including  slope  flattening  can  be  enacted  to  significantly  reduce  any  likelihood of a large‐scale slope failure.   A  scenario  that  may  of  greater  concern  than  that  of  a  massive  slope  failure  developing  in  the  South  or  South‐east  wall  is  the  possibility  of  farther  reaching  slope  displacements  developing  behind the slope crests. The kinematic analyses have indicated the potential for multi‐bench scale  toppling  to  develop  in  the  South  wall,  with  the  QD  and  East  Faults  acting  as  potential  release  planes to facilitate deeper toppling displacements. Given the brittle nature of the bedrock, as well  as that of the thick sequence of tills overlying the bedrock described as dense, over‐consolidated  and  stiff,  any  displacements  that  arise  could  potentially  generate  deep  vertical  tension  cracks 

-

29 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

through  the  overburden  units.  Figure  6  provides  an  example  of  the  tension  cracks  that  have  developed  behind  the  crest  of  Highland  Valley  Copper’s  Lornex  pit  as  a  result  of  large  scale  toppling type movements (not failure).  It is strongly  recommended that  numerical modelling be  carried out to determine how far back tension cracks may develop due to slope movements.    

  Figure 6: Air photo of the Lornex Pit at the Highland Valley Copper mine, showing the extent of large, visible, open  tension cracks behind the slope crest (requiring a road to be relocated further back) arising from deep‐seated  toppling displacements. 

  4.4.3. Post‐Closure Pit Stability -

Beginning in  Year 17, mining is  expected to  be  completed and the pit allowed to flood  [Taseko,  2012;  EIS  2.7,  p.  498].  However,  given  the  importance  of  dewatering  to  pit  slope  stability,  very  little appears to be discussed in the EIS regarding the potential for post‐closure pit slope failure  and it potential impact on Fish Lake. A terrain stability assessment is  proposed for the pit  walls  during closure to identify any mitigation or monitoring required to address terrain stability issues  that may affect stability of the site, or affect successful reclamation [Taseko, 2012; EIS 2.7, p. 933].  

-

As noted in [Read & Stacey, 2009; p. 410], after closure pore pressures will increase as dewatering  or  depressurization  activities  cease,  new  fracture  surfaces  related  to  step  path  and  progressive  failure  may  become  inundated  and  thereby  experience  further  shear  strength  decreases,  and  stresses  in  the  pit  walls  may  alter.  The  overall  effect  is  that  the  pit  walls  may  unravel  and/or  collapse  over  time.  It  is  unclear  whether  a  series  of  pit  slope  failures  involving  the  South  and  South‐east walls may develop over time so as to breach Fish Lake.     30 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

The  2012  preliminary  pit  design  compared  to  earlier  feasibility  designs  (i.e.,  1999)  involves  an  open  pit  that  is  shallower  and  therefore  invokes  a  greater  separation  distance  between  the  proposed southern limit of the pit and Fish Lake (Figure 7). This modification appears in the 2009  EIS and thus predates the decision to preserve Fish Lake, suggesting that it based on revised grade  estimates and project economics. Nevertheless, TNG argues that based on news releases issued  by Taseko regarding increases in mineral reserves, that there is a likely possibility that the mine  plan may change to access deeper reserves, which in turn would result in a larger open pit that  may possibly encroach on Fish Lake [TNG, 2012; p. 17‐18]. This would depend on whether the pit  expanded uniformly or more in one direction than another (for example expanding to the north  instead of the south). Given the likelihood of pressure to mine the full ore body in the future to  maximize resource extraction, further details may be necessary as to what future mine expansion  plans may look like with respect to impacting Fish Lake. 

-

   

  Figure 7: Difference in mine plans with respect to open pit outline comparing 1999 Feasibility Design and 2012  Preliminary Design. [Taseko, 2012; EIS 2.2.4 A, fig. 3.6]. 

    4.5. Geotechnical Risk and Performance Assurance The  2012  EIS  establishes  that  an  extensive  amount  of  data  has  been  collected  and  that  based  on  all  currently  available  drilling,  geotechnical  and  hydrogeological  test  data,  and  the  stability  analyses  performed,  that  the  recommended  pit  slope  design  is  reasonable  and  appropriate  [Taseko,  2012;  EIS,  2.2,  p.  85].  Nevertheless,  it  is  understood  that  in  any  large  open  pit  project  the  geological  and  hydrogeological conditions at depth are complex and heterogeneous and can never be known exactly.  An appropriate number of carefully placed boreholes must be drilled and a high level of effort invested  31 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

to develop as accurate a three‐dimensional picture of the geological conditions as possible; however, no  level  of  drillhole  data  can  guarantee  that  construction  will  be  entirely  free  from  problems,  but  the  chances of encountering unexpected geological conditions are greatly diminished.    Accordingly,  geotechnical  risk  management  and  performance  assurance  play  an  important  role  in  the  design and construction of large open pits. As a project evolves from Feasibility to Detailed Design, the  level  of  investigative  effort  increases  as  does  the  confidence  in  the  geological  and  hydrogeological  models derived [e.g., Read & Stacey, p. 13]. And that certainty is not achieved until the Construction and  Operation stages where the sub‐surface conditions are exposed and can be fully ground‐truthed.    The  Preliminary  Pit  Slope  Design  Report  correctly  recognizes  that  the  design  will  undergo  further  modification and optimization as the project develops. Monitoring and updating of the geotechnical and  hydrogeological models, and their implications with respect to stability of the open pit slopes, is called  for.  Below  are  several  comments  that  address  the  assessment  of  geotechnical  risk  and  performance  assurance in the EIS, Preliminary Open Pit Design and associated documents.    4.5.1. Risk Assessment -

A  risk  matrix  was  provided  in  the  2009  EIS  rating  the  likelihood  and  consequences  of  different  identified failure modes related to the open pit [Taseko, 2009; EIS 2‐6, p. 6‐42]. The assessment  was  carried  out  for  three  different  Mine  Development  Plans,  with  “Option  2”  being  the  most  relevant to the 2012 mine plan (i.e. preservation of Fish Lake and location of the TSF to the south‐ east of Fish Lake) [Taseko, 2009; EIS 2‐6, p. 6‐36]. This assessment is not reproduced in the 2012  EIS,  but  updates  relevant  to  the  change  in  mine  plan  to  preserve  Fish  Lake  were  provided  in  [Taseko, 2013b; SIR, p. 48‐8], specifically the likelihood and consequences of an abrupt escape of  water from Fish Lake to the open pit.  

-

Eight  failure  modes  were  identified  for  the  open  pit,  with  four  considering  the  likelihood  and  consequences of a pit slope failure and the other four considering excess seepage and dewatering  issues.  It  is  noted  that  several  of  the  ratings  assigned,  differ  from  those  reported  in  the  earlier  1998  risk  assessment  [Taseko,  2009;  EIS  2.6.C],  without  any  explanation  as  what  the  changed  rating  was  based  on.  Similarly,  very  few  details  in  general  are  given  in  either  the  1998  or  2009  assessments justifying the ratings assigned.   

-

The likelihood of a large slope failure in the South wall was rated as being extremely low (Figure  8).  It  should  be  noted  that  the  likelihoods  are  reported  to  cover  the  duration  of  construction,  operation and closure periods [Taseko, 2009; EIS 2‐6, p. 6‐42]. No explanation is provided for this  assessment,  but  given  the  presence  of  the  QD  and  East  Faults  intersecting  the  South  wall  and  given the uncertainty regarding their geotechnical and hydrogeological characteristics due to the  absence of targeted drilling, this assessment would seem to be overly optimistic. In fact a rating of  “extremely low” was assigned for the likelihood of any large pit wall failure (see Figure 8), despite  the Preliminary Pit Slope Design Report establishing that almost all large open pit operations have  encountered slope stability problems in some areas of the mine [Taseko, 2012; EIS 2.2.2 A, p. 27].  A distinction can possibly be made between an instability developing and total failure and collapse  occurring. In either case, a likelihood of “low” would probably be more appropriate for the South  wall than “extremely low”, coupled with the recognition that significant uncertainty exists given  the absence of targeted drilling and investigation of these faults.  

  32 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

  Figure 8: Subjective likelihood and consequence ratings for Option II (i.e., preservation of Fish Lake).              [Taseko, 2009; EIS 2‐6, p. 6‐48]. 

  -

The  consequences  of  a  large  failure  of  the  South  wall  is  recognized  as  potentially  having  a  significant impact on Fish Lake, rating this as “Moderate” [Taseko, 2009; EIS 2‐6, p. 6‐49]. The risk  to  worker  safety  can  be  mitigated  through  a  comprehensive  pit  slope  monitoring  plan,  as  recommended in the Preliminary Pit Slope Design Report [Taseko, 2012; EIS 2.2.2 A, p. 25‐26]. 

-

Excessive seepage from Fish Lake is rated as having an “extremely low” likelihood [Taseko, 2009;  EIS  2‐6,  p.  6‐49],  as  shown  in  Figure  8.  This  is  reasonable  based  on  the  undisturbed  geological  conditions as presently known, although again a rating of “low” may be more appropriate given  the absence of dedicated drilling and analysis to better resolve the hydrogeological characteristics  of the overburden unit between the pit limits and Fish Lake. It is often more prudent to assume  the  conditions  are  more  adverse  than  otherwise  would  be  assumed  based  on  limited  data  (and  establish  through  detailed  investigation  that  they  aren’t),  than  to  assume  a  best  case  scenario  when significant uncertainty is present.  An update to this failure mode, with reference to abrupt  escape of water from Fish Lake to the open pit was provided in [Taseko, 2013b; SIR, p. 48‐8], with  the  same  likelihood  of  “extremely  low/rare”  but  with  higher  consequences  (“major”),  given  the  requirement to preserve Fish Lake in the 2012 EIS. Given that a one‐step increase in the likelihood  (from  “extremely  low”  to  “low”)  would  elevate  the  risk  for  this  failure  mode  to  “High”,  consideration  should  be  given  to  the  plausibility  of  large  slope  deformations  developing  in  the  South  and/or  South‐east  walls,  leading  to  the  development  of  deep  vertical  tension  cracks  that  could  breach  the  water  control  dams  or  Fish  Lake  itself.  The  likelihood  of  this  scenario  can  be  quickly  assessed  through  preliminary  2‐D  numerical  models  that  can  serve  as  a  quick  scoping  calculation.  

33 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Excessive  seepage  from  a  deep  aquifer  is  similarly  rated  as  “extremely  low”.  This  again  would  seem  to  be  an  optimistic  rating  given  the  uncertainty  resulting  from  a  lack  of  targeted  investigations to determine the properties and recharge characteristics of the confined aquifer(s).  The  plausibility  that  the  confined  aquifer  at  the  overburden/bedrock  contact  is  hydraulically  connected to the QD and East Faults would give rise to a higher likelihood of occurrence (“low” to  “moderate”). This would elevate the risk to operations as “High” but would not impact the risk to  environmental factors assuming the reasoning for rating the consequences for this failure mode  as “extremely low” is appropriate.  

-

  4.5.2. Performance Assurance Given the complexities and uncertainties present in any large open pit design, the design process  should  be  considered  an  iterative  one  involving  systematic  updating  of  the  geological  and  hydrogeological conditions, monitoring, and pit slope performance. This should be accompanied  by a ground control management plan, as outlined in [Read & Stacey, 2009; p. 370‐379], involving  the  preparation  of  a  hazard  inventory,  risk  reduction  options,  and  trigger  action  response  plan  (TARP) in the event that unstable pit slope movements develop or if dewatering measures are not  as effective as required.   

-

-

The Preliminary Pit Slope Design Report recommends a pro‐active geotechnical monitoring plan,  implemented as a staged approach, combining: detailed geotechnical mapping of the pit slopes as  they  are  excavated;  tension  crack  mapping  to  track  their  location,  frequency,  and  length  and  aperture  change;  surface  displacement  monitoring  to  detect  the  onset  of  any  possible  pit  slope  movement/sliding  as  the  open  pit  deepens;  and  piezometer  installation  to  ensure  the  required  depressurization  of  the  pit  walls  has  been  achieved  to  provide  an  adequate  factor  of  safety  [Taseko, 2012; EIS 2.2.2 A, p. 25‐26]. It is essential that a detailed set of protocols (i.e. TARP) be  established for identifying early warning threshold movements and deformations of the pit slopes  using  the  instrumentation  available  on  site.  The  protocol  should  identify  which  personnel  are  responsible for monitoring the instrumentation and exactly how responsible parties (geotechnical  engineers, mine managers, etc.) will respond in the case set thresholds are exceeded. 

-

An  example  to  the  above  comment  is  provided  in  Taseko’s  response  to  the  Review  Panel’s  Information Request regarding the possible abrupt escape of water from Fish Lake, in the event  that a pit wall failure extends back to the location of the water control dams [Taseko, 2013a; IR, p.  48‐8]. Taseko proposes that slope monitoring will be used to detect the precursors of a large pit  slope failure with sufficient time to develop and implement preventative measures. The response  to  this  event  would  include  continuous  monitoring  and  mitigative  measures  such  as  additional  dewatering, rock bolting, buttressing, or reduction of the mass at the top of the unstable areas as  required [Taseko, 2013a; IR, p. 48‐8]. Reference to rock bolting is likely not applicable in this case,  unless  reference  is  being  made  to  deeper  cable  anchors.  Otherwise,  the  mitigative  measures  suggested are appropriate.  

 

5.

Key Concerns and Recommendations



The  key  concerns  and  accompanying  recommendations  regarding  geotechnical  issues  associated  with  open pit design, slope stability and possible confined aquifers in proximity to the proposed open pit are  as follows: 

34 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 



Drillhole  data  used  for  the  open  pit  design  is  based  solely  on  investigations  carried  out  in  the  1990’s.  To  date  there  have  been  no  new  targeted  boreholes  directed  to  investigate  the  geotechnical  and  hydrogeological  characteristics  of  the  QD  and  East  Faults  (subsequent  to  their  identification),  or  to  investigate  the  ground  conditions  between  the  open  pit  and  Fish  Lake  (in  support of the 2012 EIS revision to the Mine Development Plan to preserve Fish Lake). As a result,  open  questions  persist  regarding  the  QD  and  East  Faults  and  confined  aquifer(s)  and  their  potential interactions and impacts on the South and South‐east walls, and ultimately Fish Lake. A  detailed,  targeted  investigation  program  is  recommended  to  support  the  Detailed  Design  if  the  project proceeds. 



It is strongly suggested here that equating the hydraulic conductivities of the fault zones to those  of  the  bedrock,  as  is  done  in  the  preliminary  open  pit  design,  would  be  counter  to  most  experiences  involving  large  fault  zones  similar  in  scale  to  the  QD  and  East  Faults.  Although  a  central fault gouge zone may form a relatively impervious aquiclude that impedes flow normal to  the fault, the fracture zones adjacent to the fault gouge often serve to significantly enhance the  permeability  parallel  to  the  fault.  It  should  also  be  noted  that  these  faults  may  be  in  direct  hydraulic contact with the confined artesian aquifer at the overburden/bedrock contact, and that  there is precedence where such a scenario has significantly limited depressurization efforts due to  recharge to the confined aquifers provided by the faults. Such a scenario also offers an alternative  hypothesis  regarding  the  source  of  leakage  possibly  observed  in  pump  tests  as  discussed  in  numerous communications between the Proponent and different review bodies.  



The  stability  analyses  performed  and  design  criteria  applied  conform  to  commonly  accepted  industry  practices.  However,  it  can  be  argued  that  the  acceptance  criteria  for  the  design  of  the  South and South‐east walls should be elevated to a higher Factor of Safety (1.4 instead of 1.3) to  better reflect a “high” consequence of failure. This will correspond to flatter slope angles that will  reduce  the  buffer  distance  between  the  pit  limits  and  Fish  Lake.  Similarly,  open  questions  regarding  the  hydrogeological  characteristics  of  the  confined  aquifer  along  the  overburden/bedrock  contact  and  the  QD  and  East  Faults  may  require  flatter  slope  angles  to  maintain stability. 



Statements  made  in  the  EIS  to  the  effect  that  the  interaction  between  Fish  Lake  and  the  groundwater  table  has  been  assessed  with  respect  to  the  pit  wall  designs,  are  not  strongly  supported in the EIS. It can be argued that based on the investigations carried out to date, that  there is no evidence of a conduit providing a direct hydraulic connection between the pit and the  lake;  but  it  should  be  emphasized  that  this  conclusion  is  based  only  on  the  pre‐mining  site  conditions. Although a major collapse of the South or South‐east wall is unlikely, and in any event  can  be  mitigated  against,  slope  displacements  that  develop  in  response  to  deep  toppling  movements in the South wall could potentially generate deep vertical tension cracks behind the  pit crest. These could potentially breach the water control dams, or Fish Lake directly. Experiences  at  other  large  open  pits  where  large‐scale  toppling  is  observed  suggest  that  tension  cracks  can  extend more than 150‐200 m behind the slope crest. It is recommended that analyses be carried  out  to  determine  how  far  back  behind  the  pit  crest  tension  cracks  may  develop  in  response  to  slope displacements. 



Given the importance of dewatering to pit slope stability, very little appears to be discussed in the  EIS regarding the potential for post‐closure pit slope failure after dewatering is stopped and the  pit allowed to fill. It is recommended that more details be provided regarding the impacts of pit  closure on long‐term pit stability and that supporting stability analyses be carried out. 

35 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   



Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

No level of drillhole investigation data can guarantee that construction will be entirely free from  problems; however, the chances of encountering unexpected geological conditions can be greatly  reduced.  The  EIS  correctly  recognizes  that  the  pit  design  will  undergo  further  modification  and  optimization  as  the  project  develops.  Monitoring  and  updating  of  the  geotechnical  and  hydrogeological models, and their implications with respect to stability of the open pit slopes is  called for. The rating of likelihoods assigned in the risk assessment regarding the open pit design  and its influence on Fish Lake arguably underestimate the overall risk but not significantly  so. A  ground control management plan should be developed outlining  the open pit  hazard inventory,  risk  reduction  options,  and  trigger  action  response  plan  in  the  event  that  unstable  pit  slope  movements develop or if dewatering measures are not as effective as required.   

   

6.

References

Brehaut, R.J. (2009). Groundwater, Pore Pressure and Wall Slope Stability – A Model for Quantifying Pore  Pressures in Current and Future Mines. M.Sc. Thesis, University of Canterbury, New Zealand.  Domenico, P.A. & Schwartz, F.W. (1990). Physical and Chemical Hydrogeology. John Wiley & Sons.  Eberhardt,  E.  (2012).  ISRM  Suggested  Method  for  Rock  Failure  Criteria:  The  Hoek‐Brown  Failure  Criterion. Rock Mechanics and Rock Engineering: 45(6), 981‐988.  Eberhardt,  E.,  Bonzanigo,  L.  &  Loew,  S.  (2007).  Long‐term  investigation  of  a  deep‐seated  creeping  landslide  in  crystalline  rock  –  Part  2:  Mitigation  measures  and  numerical  modelling  of  deep  drainage at Campo Vallemaggia. Canadian Geotechnical Journal: 44(10), 1181‐1199.    Eberhardt,  E.,  Fisher,  B.,  Burden,  J.  &  Hungr,  O.  (2012).  Limon  Dam  Stability  Evaluation:  North‐South  Slope  Expert  Opinion.  Technical  Report  to  Proyecto  Especial  Olmos  Tinajones  (PEOT),  Chiclayo,  Peru, Report# 166AZ, 155 pp.  Eberhardt, E., Stead, D. & Coggan, J.S. (2004). Numerical analysis of initiation and progressive failure in  natural  rock  slopes  –  the  1991  Randa  rockslide.  International  Journal  of  Rock  Mechanics  and  Mining Sciences: 41(1), 69‐87.  Federal  Review  Panel  (2013).  Supplemental  Information  Requests  from  the  Federal  Review  Panel  to  Taseko Mines Ltd. Regarding the Environmental Impact Statement for the New Prosperity Gold‐ Copper Mine Project, British Columbia. Memorandum, Mar. 28, 2013.  Hoek,  E.,  Carranza‐Torres,  C.T.  &  Corkum,  B.  (2002).  Hoek‐Brown  failure  criterion  ‐  2002  edition.  In  Hammah  et  al.  (eds.),  Proceedings  of  the  Fifth  North  American  Rock  Mechanics  Symposium  (NARMS‐TAC), Toronto. University of Toronto Press, vol. 1, pp. 267‐273.  Hoek,  E.,  Read,  J.,  Karzulovic,  A.  &  Chen  Z.Y.  (2000).  Rock  slopes  in  civil  and  mining  engineering.  In  Proceedings  of  the  International  Conference  on  Geotechnical  and  Geological  Engineering,  GeoEng2000, Melbourne. Technomic Publishing Co., Lancaster.  Laws, S., Eberhardt, E., Loew, S. & Descoeudres, F. (2003). Geomechanical properties of shear zones in  the Eastern Aar Massif, Switzerland and their implication on tunnelling. Rock Mechanics and Rock  Engineering: 36(4), 271‐303. 

36 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Loew, S., Luetzenkirchen, V., Ofterdinger, U., Zangerl, C., Eberhardt, E. & Evans, K. (2007). Environmental  impacts  of  tunnels  in  fractured  crystalline  rocks  of  the  Central  Alps.  In  Krásný  &  Sharp  (eds.),  Groundwater in Fractured Rocks: IAH Selected Papers 9. Taylor & Francis, ch. 34, pp. 507‐526.  Natural  Resources  Canada  (2013).  Evaluation  of  the  Adequacy  and  Technical  Merit  of  the  Additional  Information  Submitted  by  the  Proponent  for  the  New  Prosperity  Gold‐Copper  Mine.  Memorandum, Jun. 14, 2013.  Read, J. & Stacey, P., eds. (2009). Guidelines for Open Pit Slope Design. CSIRO Publishing.  Stead,  D.,  Eberhardt,  E.  &  Coggan,  J.S.  (2006).  Developments  in  the  characterization  of  complex  rock  slope deformation and failure using numerical modelling techniques. Engineering Geology: 83(1‐ 3), 217‐235.  Taseko  Mines  Limited  (2009).  Taseko  Prosperity  Gold‐Copper  Project:  Environmental  Impact  Statement/Application. March, 2009.  Taseko  Mines  Limited  (2012).  New  Prosperity  Gold‐Copper  Mine  Project  British  Columbia,  Canada:  Environmental Impact Statement. September, 2012.  Taseko Mines Limited (2013a). IR Responses to Panel. Memorandum, Feb. 28, 2013.  Taseko Mines Limited (2013b). Responses to the Supplemental Information Requests from Taseko Mines  Ltd.  to  the  Federal  Review  Panel  Regarding  the  Environmental  Impact  Statement  for  the  New  Prosperity Gold‐Copper Mine Project, British Columbia. Memorandum, Jun. 5, 2013.  Tsilhqot’in  National  Government  (2012).  Deficiencies  in  the  EIS  for  the  New  Prosperity  Project.  Memorandum, Nov. 11, 2012.               

37 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

  Table A1: Site investigation reports cited in 2012 Geotechnical Site Investigation Factual Data Report, and relevant data contained within and reviewed  regarding pit slope design and ground conditions between open pit and Fish Lake. Table continued on next page. 

Year  Report  Data Summary and Data Reviewed Relevant to Assignment  1991  Preliminary Geotechnical Evaluation (Ref.  •  Preliminary  site  survey  with  focus  on  possible  locations  for  the  1731/1, August 1991)  tailings storage facility.   •  No  data  provided  related  to  open  pit  design  or  sub‐surface  conditions between open pit and Fish Lake.  1992  Preliminary Hydrogeological  • Report could not be located.  Investigations (Ref. 1732/2, May 1992)  1992  Preliminary Geotechnical Investigation  •  5  new  geotechnical  boreholes  drilled  in  footprint  of  proposed  (Ref. 1733/1, Jan. 1993)  tailings impoundment structures, with packer/permeability test data.  •  No  data  provided  related  to  open  pit  design  or  sub‐surface  conditions between open pit and Fish Lake.  1993  Open Pit Preliminary Hydrogeological  •  4  new  vertical  boreholes  drilled  between  open  pit  and  Fish  Lake,  Investigations (Ref. 1736/2, Mar. 1994)  with  geology  logs,  well  completion  details,  and  packer/permeability  test data (93‐126, 127, 128, 129).  •  4  new  inclined  boreholes  drilled  within  the  open  pit  limits.  Geological logs not provided.  • Hydrogeological sections constructed from borehole data.  •  6  new  geotechnical  boreholes  drilled  in  footprint  of  proposed  1994  Geotechnical and Hydrogeological  tailings impoundment structures, with packer/permeability and rock  Investigation for Proposed Tailings  strength test data.  Storage Facility (Ref. 1738/1, Jan. 1995)  •  No  data  provided  related  to  open  pit  design  or  sub‐surface  conditions between open pit and Fish Lake.  1994  Open Pit Investigation (Ref. 1738/2, Jan.  •  3  new  vertical  boreholes  drilled  between  open  pit  and  Fish  Lake,  1995)  with  geology  logs,  well  completion  details,  and  pump  test  data  (monitoring wells: 94‐154, 157, 159; production well: 94‐164).  • 19 new inclined boreholes within open pit limits with oriented core  for  geotechnical  logging  of  RQD  and  discontinuity  orientation,  spacing and characteristics.   •  10  packer/permeability  tests  in  inclined  borehole  94‐153,  located  within open pit limits.   •  Point  load  data  (124  tests)  from  2  boreholes  located  within  pit  limits (94‐152, 153). 

Source  2009  EIS,  Appendix  3‐6‐M 

N/a  2009  EIS,  Appendix  3‐6‐N 

2009  EIS,  Appendix  3‐6‐G 

2009  EIS,  Appendix  3‐6‐O 

2009  EIS,  Appendix  3‐6‐H 

38 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Table A1 (cont.). Site investigation reports cited in 2012 Geotechnical Site Investigation Factual Data Report, and relevant data contained within  and reviewed regarding pit slope design and ground conditions between open pit and Fish Lake. Table continued on next page.  Year  Report  1994  Plant Site and Crusher Site Foundation  Investigations (Ref. 1738/3, Jan. 1995) 

1996  Geotechnical Site Investigation for  Tailings Management Options 2 and 5  (Ref. 1731A/4, Jan. 1997) 

1996  Open Pit Geotechnical Investigation (Ref.  1731A/7, Jun. 1997) 

1996  Seismic Refraction and Reflection  Investigation (Ref. FGI‐313, Jul. 1997) 

Data Summary and Data Reviewed Relevant to Assignment  •  4  new  geotechnical  boreholes  drilled  at  the  plant  and  primary  crusher  site  locations,  assessing  rock  quality,  rock  strength  (point  load) and discontinuity characteristics.  •  No  data  provided  related  to  open  pit  design  or  sub‐surface  conditions between open pit and Fish Lake.  • 15 new geotechnical boreholes drilled and 64 test pits excavated in  footprints of tailings impoundment structures for alternative Tailings  Storage  Facility  (TSF)  site  options,  with  packer/permeability,  groundwater monitoring and laboratory test data.  •  1  new  borehole  (96‐205)  drilled  in  middle  of  Fish  Lake,  allowing  comparison  of  overburden  thickness  and  geology  with  boreholes  located between Fish Lake and open pit limits.     • 5 new geotechnical boreholes with drilled within open pit limits or  between  pit  and  Fish  Lake:  2  inclined  boreholes  in  South  wall  (96‐ 180, 196), 1 inclined borehole in East wall (96‐207), and one inclined  (96‐212)  and  one  vertical  (96‐218)  borehole  between  open  pit  limit  and Fish Lake.   •  Detailed  bedrock  logs  to  600  m  depth  for  96‐180;  logs  for  other  boreholes missing.  • Packer/permeability test data.  • Strength data for bedrock in southern pit area: point load, UCS and  triaxial testing of intact rock, direct shear testing of rock joints.  •  Strength  data  for  overburden  soils  in  southern  pit  area:  triaxial  compression and direct shear.  • Seismic refraction survey to determine thickness and composition  of  overburden  materials  at  proposed  locations  of  two  tailings  impoundment structures.   •  No  data  provided  related  to  open  pit  design  or  sub‐surface  conditions between open pit and Fish Lake.   

Source  2009  EIS,  Appendix  3‐6‐L 

2009  EIS,  Appendix  3‐6‐P 

2009  EIS,  Appendix  3‐6‐I 

2009  EIS,  Appendix  3‐6‐Q 

39 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Table A1 (cont.). Site investigation reports cited in 2012 Geotechnical Site Investigation Factual Data Report, and relevant data contained within  and reviewed regarding pit slope design and ground conditions between open pit and Fish Lake.   Year  Report  1998  Geotechnical Parameters for the Plant  Site Foundation Design (Ref. 10173/12‐3,  Dec. 1998) 

1998  Geotechnical and hydrogeological  investigations  2007  Geotechnical investigations at the  proposed Primary Crusher site  2009  2009 Geotechnical Site Investigation  Factual Data Report (Ref. VA101‐266/10‐ 1, Jan. 2010) 

2012  2012 Geotechnical Site Investigation  Factual Data Report (Ref. VA101‐266/26‐ 1, Aug. 2012) 

  

Data Summary and Data Reviewed Relevant to Assignment  • 5 new geotechnical boreholes with standpipe piezometers, 64 test  pits, SPT testing and laboratory testing, conducted to determine the  geotechnical conditions for the plant site and conveyor route.   •  No  data  provided  related  to  open  pit  design  or  sub‐surface  conditions between open pit and Fish Lake.  • Report could not be located (no report reference number cited). 

Source  2009  EIS,  Appendix  3‐6‐J 

N/a 

• Report could not be located (no report reference number cited). 

N/a 

•  13  new  geotechnical  drillholes,  largely  focused  on  original  tailings  2012  EIS,  Appendix  dam  (Prosperity  Lake)  and  plant  site,  with  packer/permeability  2.2.4‐E  testing,  SPT  and  laboratory  testing,  test  pits  for  concrete  aggregate  assessment, and geophysical resistivity survey at plant site.  •  Only  one  new  borehole  in  vicinity  of  pit  ‐  2009‐308  (primary  crusher location).  • No new data added within pit boundaries, or between pit and Fish  Lake.  • 8 geotechnical boreholes with standpipe piezometers, 40 test pits,  2012  EIS,  Appendix  SPT  and  laboratory  testing,  and  13  km  of  resistivity,  IP  and  seismic  2.2.4‐C  refraction  surveys,  focussed  on  revised  location  of  Tailings  Storage  Facility  (TSF)  South,  West  and  Main  Embankments,  and  to  a  lesser  degree, the Ore Stockpile Area.  • No new data added within pit boundaries, or between pit and Fish  Lake. 

 

40 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

Table A2: Additional reports reviewed for data regarding pit slope design and ground conditions between open pit and Fish Lake.  Year  Report  1994  Open Pit Design (Ref. 1736/1, Mar. 1994) 

1998  Geological Report (May 1998) 

1998  Project Risk Assessment (Ref. 10173/13‐ 2, Nov. 1998) 

1999  Feasibility Design of the Open Pit (Ref.  11173/12‐2, Apr. 1999) 

2007  Feasibility Pit Slope Design (Ref. VA101‐ 00266/2‐2, Sep. 2007)  2012  Preliminary Pit Slope Design (Ref. VA101‐ 266/27‐1, Aug. 2012) 

2012  Preliminary Pit Slope Design (Ref. VA101‐ 266/27‐4, Aug. 2012) 

Data Summary and Data Reviewed Relevant to Assignment  • Prefeasibility design of open pit. Appendix includes bedrock logs for  boreholes  within  limits  of  open  pit  and  between  open  pit  and  Fish  Lake, which were not included in earlier reports reviewed.   •  Detailed  interpretation  of  open  pit  geology,  including  the  identification  of  two  major  N‐S  faults  transecting  the  proposed  pit  (QD  and  East  Faults),  together  with  descriptions  of  the  surficial  geology (overburden) and rock alteration, veining and structures.   • Detailed geological level plan maps and cross‐sections.   •  Preliminary  qualitative  risk  assessment  comparing  different  mine  development  options  in  terms  of  likelihood  of  occurrence  of  a  potential failure of a project component and their consequences on  human life, water quality, fisheries, wildlife and operations.  •  Feasibility  design  of  open  pit.  Appendix  includes  summary  of  strength testing to date and bedrock logs for boreholes within limits  of  open  pit  and  between  open  pit  and  Fish  Lake,  which  were  not  included in earlier reports reviewed.  •  Summary  of  rock  strengths,  overburden  laboratory  results,  and  direct shear tests on bedrock joints.    •  Summary  of  shut‐in  pressures  (intervals  at  depth  with  artesian  pressure conditions), and permeability test results.  •  Appendix  includes  report  by  DeLong  (1999)  on  the  discontinuities  around the proposed ultimate pit.  •  Updated  feasibility  design  of  open  pit.  Includes  figures  of  revised  open  pit  outline  and  delineation  of  7  geotechnical  pit  slope  design  sectors.  •  Preliminary  design  of  open  pit.  Includes  summary  of  geotechnical  parameters used in pit slope design, results from kinematic and limit  equilibrium  analyses,  and  corresponding  bench,  inter‐ramp  and  overall pit slope angles for each design sectors.  •  Preliminary  design  of  waste  and  stockpiles.  Includes  discussion  of  seismic hazard present at the Project site. 

Source  2009  EIS,  Appendix  3‐6‐F  2009  EIS,  Appendix  3‐5‐A 

2009  EIS,  Appendix  2‐6‐C 

2009  EIS,  Appendix  3‐6‐E 

2009  EIS,  Appendix  3‐6‐C  2012  EIS,  Appendix  2.2.4‐A 

2012  EIS,  Appendix  2.2.4‐B 

41 | P a g e  

 

Geotechnical Review: New Prosperity Mine Project   

Dr. Erik Eberhardt, P.Eng. 

   

42 | P a g e