Download PDF
ads:
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL
ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE LINERS
ATACADOS POR ÁCIDO SULFÚRICO
Alexandre Knop
TESE DE DOUTORADO EM ENGENHARIA CIVIL
GEOTECNIA E MEIO AMBIENTE
Porto Alegre
Abril de 2007
ads:
Livros Grátis
http://www.livrosgratis.com.br
Milhares de livros grátis para download.
Alexandre Knop
ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE
LINERS ATACADOS POR ÁCIDO SULFÚRICO
Tese de Doutorado apresentada ao corpo docente do Programa de
Pós-graduação em Engenharia Civil da Universidade Federal do Rio
Grande do Sul, como parte dos requisitos para a obtenção do grau de
DOUTOR EM ENGENHARIA.
Porto Alegre
Abril de 2007
ads:
Dedico esta tese
à minha amada sobrinha
Andressa Knop Ferron
à meus pais
Verno e Jandira
à minha irmã
iv
Márcia
"O Senhor é o meu pastor; nada me faltará.
Deitar-me faz em pastos verdejantes;
guia-me mansamente a águas tranqüilas.
Refrigera a minha alma; guia-me nas veredas da justiça
por amor do seu nome.
Ainda que eu ande pelo vale da sombra da morte, não
temerei mal algum, porque tu estás comigo;
a tua vara e o teu cajado me consolam.
Preparas uma mesa perante mim na presença dos meus
inimigos; unges com óleo a minha cabeça,
o meu cálice transborda.
Certamente que a bondade e a misericórdia me seguirão
todos os dias da minha vida,
e habitarei na casa do Senhor por longos dias".
A G R A D E C I M E N T O S
A G R A D E C I M E N T O SA G R A D E C I M E N T O S
A G R A D E C I M E N T O S
Durante os quase quatro anos em que esta tese se desenvolveu, muitos foram os que me
auxiliaram, me acompanharam, compreenderam, apoiaram, aconselharam... A vocês o meu
muito obrigado:
• Inicialmente a Deus, pela saúde, pelas oportunidades, pela força de vontade e
pela capacidade de adaptação e aprendizado que plantaste em minha alma;
• à minha mãe Jandira, que sempre rezou por mim, manteve meu quarto de
Carazinho sempre esperando meu retorno, pelo amor e dedicação durante estes
27 anos. Amo você mãe;
• à meu pai Verno, que sem dúvidas é meu pilar central, a quem sempre recorro..
Obrigado pai pelo apoio e pela educação que me concedeu, eu não chegaria hoje a
ser Doutor em Engenharia sem você. Te amo;
• a minha única irmã Márcia, por ter sido sempre uma irmã presente, amada.
• a meu único irmão André, por ter cuidado da minha irmã durante estes anos
todos, pela amizade e companheirismo. O único defeito é que você é colorado...
• à Andressa, minha sobrinha e amor da minha vida, obrigado por ter vindo ao
mundo, você ilumina os meus dias, coloca um sorriso no meu rosto quando te vejo,
e várias lágrimas quando está longe. Morreria por você;
• aos meus avôs maternos Domingos e Angelina (ambos in memorian) e paternos
Fridholdo e Ilca, por terem sidos e ainda serem tudo para mim;
• aos meus amigos do Environgeo UFRGS, especialmente Rodrigo Caberlon
(Cabelão), Lucas Festugato (Festuga), Carlos Emmanuel (Emma), Rosemar Lemos,
Michéle Casagrande, Raissa Zortëa, Diego Foppa, entre outros colegas de
trabalho;
• a meu bolsista de iniciação científica Ênio Renato, por ter me feito rir milhões
de vezes com tuas idéias geniais para ficar rico da noite pro dia,, pelos apoio nos
ensaios, e por ter sido o único a me oferecer teto no momento em que eu
precisei; à Raissa por ter sido voluntária em me ajudar nos ensaios de percolação
e carregamento;
• aos meus amigos da Universidade de Manitoba, de Winnipeg – Canadá, onde
estive durante um ano, especialmente German (colombiano), Prof. James Blatz,
Prof. Jim Graham, Lukas Novy (tcheco), Stan (chileno), Greg (canadense), Kerry
(canadense), Dominika, Magda e Bartek (Polônia), Pedro (Portugal), Shen e Victor
(China), bem como meus roommates Ryan, Kyle, Brice, BJ e Melissa;
• a meu orientador, Nilo Consoli, por ter confiado em minha capacidade, pelos
incentivos, amizade, companheirismo e conhecimento. Agradeço por ter confiado
a mim a complexidade do tema desta tese, espero ter ficado a altura de suas
expectativas;
• a meus co-orientadores Karla Heineck pelo conhecimento e amizade; Jamie
VanGulck, por ter me recebido em Winnipeg, pelo convívio e troca de idéias que
muito acrescentaram ao meu conhecimento, e pela grande amizade que hoje
temos;
vi
• amigo João Diniz, com quem aprendi muito, pelas dicas, pelas cervejas,
churrascos, borracheiras, conselhos, sábados e domingos no laboratório
pensando em algo barato e 100% funcional.
• Aos meus amigos destes 5 anos de UFRGS, especialmente Rodrigo Moraes da
Silveira (Juninho), Rodrigo Malysz, Juliana Bernardes, Lilian Perazzolo, Maciel
Donato, Uziel Medeiros (Galo), Raimundo Ferreira (Paka), Ana Cecília Librelotto,
Diana Azambuja, Danielle Clerman, Eli Antônio da Costa (Terzaghi), Francisco Da
La Rosa (Chico), Klaus Theisen, Felipe Gobbi Silveira, Marcelo Rigo, Michele Dal
Toé Casagrande, Rodrigo Lovato (Seep), Lilian Perazzolo, Lidiane Ibeiro, entre
tantos outros em que convivi nestes 5 anos de pós graduação;
• Amigos da velha guarda, Fábio Albarello, Eduardo Cassen, Alexandre Soldateli,
Rafael Piva, Luciano Albarello, Lorival Macedo, Giovanni Fiorese, Jairo Storchi de
Souza, entre tantos amigos que a vida me proporcionou;
• Aos professores Washington Pérez Núñez, Adriano Bicca, Luiz Antônio Bressani,
Fernando Schnaid, Anna Laura Nunes, Pedro Prietto, Fernando Pugliero
Gonçalves e Antônio Thomé, pelos conhecimentos, amizade, exemplos de
profissionais que amam o que fazem;
• Ao CNPq pelas bolsas de mestrado e doutorado no Brasil, e à Capes pelo suporte
financeiro em meu estágio de doutoramento no exterior;
• Gostaria de aqui deixar registrado que nesta tese, foram realizadas mais de
21.400 horas de ensaio nos equipamentos de coluna, e mais de 2.000 horas de
ensaios triaxiais, o que gera um grande conhecimento e experiência, e também
um certo tipo de isolamento pessoal por frequentar os laboratórios 7 dias por
semana, durante meses; Da mesma forma, gostaria de alguma forma neste
espaço, mencionar as dificuldades que tive para adaptação ao inverno canadense,
lembrando 3 semanas seguidas de intensas nevascas em janeiro de 2006, bem
como dias em que os termômetros registraram -52°C em Fevereiro de 2006.
KNOP, Alexandre
Título: Estudo do Comportamento de Liners
Atacados por Ácido Sulfúrico / Alexandre Knop
Local: PPGEC/UFRGS, 2007.
230p.
Tese de Doutorado, Programa de Pós-Graduação
em Engenharia Civil da Universidade Federal do
Rio Grande do Sul. Orientador I – Nilo Cesar
Consoli. Orientador II – Karla Salvagni Heineck.
Orientador
Orientador: Nilo Cesar Consoli.
1. Geotecnia
CCAA2
Alexandre Knop
ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE LINERS
ATACADOS POR ÁCIDO SULFÚRICO
Esta Tese de Doutorado foi julgada adequada pelos orientadores, e aprovado na
íntegra pelos professores orientadores e pelo Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Civil da Universidade Federal do Rio Grande do Sul.
Porto Alegre, 10 de Abril de 2007.
Prof. Nilo Cesar Consoli
Ph.D. Concordia University - Canadá
Orientador
Prof. Karla Salvagni Heineck
D.Sc. PPGEC - UFRGS
Co-Orientadora
Prof. Fernando Schnaid
D.Phil, Coordenador do PPGEC/UFRGS
BANCA EXAMINADORA
Prof. Fernando Schnaid (UFRGS)
D.Phil. University of Oxford- UK
Prof. Antônio Thomé
D.Sc. Universidade Federal do Rio Grande do Sul – PPGEC/UFRGS
Prof. Juan Antônio Altamirano Flores
D.Sc. Université de Poitiers - França
Prof. Alexandra Rodrigues Finotti
D.Sc. Universidade Federal do Rio Grande do Sul
SUMÁRIO
SUMÁRIO............................................................................................................................... III
LISTA DE FIGURAS...............................................................................................................VI
LISTA DE TABELAS..............................................................................................................XII
LISTA DE SÍMBOLOS..........................................................................................................XIV
RESUMO.............................................................................................................................XVII
ABSTRACT.........................................................................................................................XVIII
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO................................................................................................ 1
RELEVÂNCIA E JUSTIFICATIVA DO TRABALHO................................................................. 1
OBJETIVOS............................................................................................................................. 6
ORGANIZAÇÃO DA TESE...................................................................................................... 7
CAPÍTULO 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA.......................................................................... 9
2.1 EXTRAÇÃO DA PIRITA E PROBLEMAS AMBIENTAIS GERADOS.............................. 9
2.2 TRANSPORTE DE CONTAMINANTES EM MEIOS POROSOS ................................... 19
Breve Histórico ................................................................................................................ 20
Conceitos ......................................................................................................................... 21
Processos Físicos de Transporte .................................................................................. 24
Transporte por Advecção............................................................................................... 24
Transporte por gradiente de concentração ou Difusão Molecular................................. 24
Transporte por Dispersão.............................................................................................. 27
Dispersão Hidrodinâmica............................................................................................... 28
Processos Bio-Físico-Químicos..................................................................................... 29
Efeitos de Retardamento ou Aceleração....................................................................... 29
Adsorção / Dessorção.................................................................................................... 29
Sorção hidrofóbica......................................................................................................... 30
Precipitação / Dissolução .............................................................................................. 32
Co-Solvência ................................................................................................................. 32
Complexação................................................................................................................. 32
Ionização ....................................................................................................................... 33
Filtração......................................................................................................................... 33
Efeitos de Degradação ou Decaimento ......................................................................... 34
Óxido / Redução............................................................................................................ 34
Hidrólise......................................................................................................................... 35
Metabolização................................................................................................................ 35
Volatilização................................................................................................................... 36
Sorção 37
Equação do Transporte de Massa Unidimensional através de Meios Porosos
Saturados ......................................................................................................................... 38
Determinação dos parâmetros....................................................................................... 41
Determinação do coeficiente de Difusão Molecular Efetiva (D*)................................... 42
Método de Regime Permanente................................................................................ 42
iv
Método do Time-Lag.................................................................................................. 43
Método de Coluna – Fonte de concentração constante ............................................ 45
Fator de Retardamento (R)............................................................................................ 48
Coeficiente de Dispersividade (α).................................................................................. 50
Coeficiente de Distribuição (kd)..................................................................................... 50
2.3 BARREIRAS REATIVAS E DE CONTENÇÃO DE CONTAMINANTES – LINERS 51
2.3.1 Definições e Aplicações...................................................................................... 51
2.3.2 Influência da mineralogia e fatores que interferem na condutividade
hidráulica de barreiras.................................................................................................... 63
CAPÍTULO 3 – PROGRAMA EXPERIMENTAL................................................................... 70
3.1 PROGRAMA EXPERIMENTAL ................................................................................ 72
3.1.1 Ensaios Edométricos modificados .................................................................... 70
3.1.3 Limites de Atterberg............................................................................................ 72
3.2 MATERIAIS UTILIZADOS......................................................................................... 72
3.2.1 Solo Residual de Arenito – Formação Botucatu - SRAB ................................. 72
3.2.2 Cimento Portland................................................................................................. 76
3.2.3 Ácido Sulfúrico .................................................................................................... 77
3.2.4 Águas.................................................................................................................... 77
3.3 EQUIPAMENTOS UTILIZADOS ............................................................................... 78
3.3.1 Edômetro modificado.......................................................................................... 78
3.3.1.1 Apresentação..................................................................................................... 78
3.3.1.2 Análise das compatibilidades............................................................................. 79
3.3.1.3 Concepções....................................................................................................... 79
Top Cap..................................................................................................................... 79
Tampa........................................................................................................................ 80
Base........................................................................................................................... 80
Cilindro....................................................................................................................... 80
Hastes de fixação ...................................................................................................... 81
Sistema de pré-carregamento ................................................................................... 81
Instrumentações ........................................................................................................ 81
Carga hidráulica......................................................................................................... 81
Quantificação do efluente.......................................................................................... 82
Outros equipamentos................................................................................................. 83
3.3.2 Equipamento Triaxial – Ensaios Isotrópicos..................................................... 85
3.4 MÉTODOS EMPREGADOS...................................................................................... 87
3.4.1 Ensaios edométricos modificados..................................................................... 87
3.4.1.1 Calibração e instrumentação ............................................................................. 87
3.4.1.2 Moldagem e Montagem do corpo de provas...................................................... 87
3.4.1.3 Procedimentos de ensaio................................................................................... 88
3.4.1.4 Monitoramento das concentrações.................................................................... 89
3.4.2 Ensaios triaxiais de carregamento isotrópico .................................................. 90
Procedimento de ensaio................................................................................................ 90
CAPÍTULO 4 – RESULTADOS E ANÁLISES – TRANSPORTE DE CONTAMINANTES... 92
4.1 AMOSTRAS SEM CIMENTAÇÃO .........................................................................93
4.2 AMOSTRAS COM 1% DE CIMENTO...................................................................... 106
4.3 AMOSTRAS COM 2% DE CIMENTO...................................................................... 118
4.4 RESULTADOS GLOBAIS DE PARÂMETROS DE TRANSPORTE ........................ 134
4.5 COMPARAÇÕES COM PESQUISAS ANTERIORES................................................ 150
v
CAPÍTULO 5 – ANÁLISES E RESULTADOS – ENSAIOS DE COMPRESSIBILIDADE .. 152
5.1 ENSAIOS DE CARREGAMENTO AXIAL................................................................... 152
5.1.1 Amostras sem cimentação ................................................................................ 152
5.1.2 Amostras com 1% de cimento........................................................................... 160
5.1.3 Amostras com 2% de cimento.......................................................................... 166
5.1.4 Resultados globais de compressibilidade ...................................................... 170
5.2 COMPORTAMENTO SOB CARREGAMENTO ISOTRÓPICO .................................. 182
5.2.1 Amostras sem cimentação ............................................................................... 182
5.2.2 Amostras com 1% de cimento.......................................................................... 185
5.2.3 Amostras com 3% de cimento.......................................................................... 189
5.2.4 Amostras percoladas apenas por água destilada.......................................... 191
5.2.5 Amostras percoladas por solução com 2% ácido sulfúrico.......................... 194
5.2.6 Amostras percoladas por solução com 6% ácido sulfúrico......................... 196
5.2.7 Análises globais dos ensaios triaxiais ............................................................ 199
5.2.8 Tensão de Início de Plastificação..................................................................... 201
5.3 LIMITES DE ATTERBERG ..................................................................................... 203
5.4 RELAÇÃO ENTRE ENSAIOS TRIAXIAIS ISOTRÓPICOS E DE COLUNA EM
TERMOS DE COMPRESSIBILIDADE................................................................................ 204
5.5 EFEITOS QUÍMICOS DEVIDO À PERCOLAÇÃO ÁCIDA..................................... 207
CAPÍTULO 6 – CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS............ 214
6.1 RESUMO DO CONHECIMENTO ADQUIRIDO ............................................................ 214
6.2 COMENTÁRIOS GERAIS............................................................................................. 219
6.3 SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS............................................................. 221
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS................................................................................... 223
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 – Lago com alto nível de acidez em Manitoba, Canadá (GRP Group, 2006); ....... 3
Figura 2.1 – Segregações rochosas – Ferro Pirita – FeS
2
(Calvete, 2004)........................... 11
Figura 2.2 – Rejeitos da mineração de carvão em Santa Catarina (Dalotto, 2001) .............. 16
Figura 2.3 – Estocagem de rejeitos piritosos e seu percolado (Milioli et al., 2002)............... 16
Figura 2.4 – Região Carnonífera do estado do Rio Grande do Sul (Governo do Estado do
Rio Grande do Sul, 2005).............................................................................................. 18
Figura 2.5 - Mecanismos associados à migração de contaminantes (Moncada, 2004)........ 22
Figura 2.6 – Mecanismos de dispersão ou mistura mecânica, a) Mecanismos de dispersão
ou mistura mecânica, b) dispersão em canais individuais, c) tortuosidade, reentrâncias
e interligações (Moncada, 2004). .................................................................................. 27
Figura 2.7 – Tipo de transporte dominante de acordo com o número de Peclet adaptado de
Yong (2001)................................................................................................................... 29
Figura 2.8 – Efeitos de filtração ou processos que limitam a migração de partículas, a)
formação de membrana superficial, b) retenção no interior da malha de poros............ 34
Figura 2.9 – Curva Breakthrough (Moncada, 2004).............................................................. 38
Figura 2.10 – Transporte 1D com fluxo permanente e solo homogêneo saturado (Ogata e
Banks, 1961).................................................................................................................. 40
Figura 2.11 – Solução gráfica de Ogata e Banks para a equação de advecção-dispersão
para um depósito infinitamente profundo e superfície com fonte constante de
contaminação (Rowe et al, 1995).................................................................................. 41
Figura 2.12 – Método do Regime Permanente (Shackelford, 1991). .................................... 43
Figura 2.13 – Método para obter T
L
(Shackelford, 1991) ...................................................... 44
Figura 2.14 – Método de Coluna com concentração constante (Shackelford, 1991)............ 44
Figura 2.15 – Curvas de breakthrough, quando D*<<Dh (Shackelford, 1991)...................... 46
Figura 2.16 – Curvas de breakthrough, quando D*=Dh (Shackelford, 1991)........................ 46
Figura 2.17 – Variação C/Co versus tempo, considerando os fenômenos de transporte. .... 47
Figura 2.18 – Curvas representativas das linhas de frente, comparando os processos de
transporte: advecção e dispersão hidrodinâmica com sorção e biodegradação
(Cordazzo, 2000)........................................................................................................... 48
Figura 2.19 – Determinação do fator de retardamento (R), para Pe > 5............................... 49
Figura 2.20 – Determinação do fator de retardamento R, para Pe < 5 (Shackelford, 1994). 49
Figura 2.21 – Relação entre Dh e a velocidade média (Fontoura et al., 1987).................... 50
Figura 2.22– Variação da solubilidade de metais versus pH (Gazea et al., 1996)............... 58
vii
Figura 2.23 - Variação da solubilidade de metais com enxofre versus pH (Gazea et al.,
1996).............................................................................................................................. 58
Figura 2.24 – Barreira natural envolvendo transporte por difusão (sem advecção) em
depósitos argilosos (Rowe et al., 1995)......................................................................... 59
Figura 2.25 – Barreira envolvendo filtro para coleta de lixiviado com transporte por advecção
e difusão (Rowe et al., 1995)......................................................................................... 59
Figura 2.26 – Barreira envolvendo filtro para coleta de lixiviado com transporte por advecção
e difusão (Rowe et al., 1995)......................................................................................... 60
Figura 2.27 – Barreira envolvendo filtro para coleta de lixiviado com transporte por advecção
e difusão (Rowe et al., 1995)......................................................................................... 61
Figura 2.28 – Simples liner de contenção com sistema duplo de filtragem (modificado a partir
de Rowe et al., 1995)..................................................................................................... 61
Figura 2.29 – Duplo sistema de contenção com também duplo sistema de filtragem
(modificado a partir de Rowe et al., 1995)..................................................................... 62
Figura 2.30 – Barreiras verticais do tipo cut-off (a) que desviam o fluxo através do emprego
de liners verticais com baixa condutividade hidráulica; (b) que empregam filtros ao invés
de liners, a fim de que o fluxo seja filtrado e encaminhado a pontos de descargas,
sempre à jusante do aterro (Rowe et al., 1995). ........................................................... 63
Figura 2.31 – Plaquetas de argila Caolinita e Montmorilonita (Mitchell (1993), adaptado por
Heineck (2002)). ............................................................................................................ 65
Figura 2.32 – Solubilidade da silica e alumina com base no pH da solução percolante....... 67
Figura 3.1 – Localização da jazida de solo residual de arenito - formação Botucatu............ 73
Figura 3.2 – Curva granulométrica do solo residual de arenito - formação Botucatu............ 75
Figura 3.3 – Curvas de compactação do SRAB – Enegia Proctor normal. ........................... 75
Figura 3.4 – Ilustração da câmara de adensamento modificada........................................... 82
Figura 3.5 – Pórtico para aplicação de carga vertical............................................................ 83
Figura 3.6 – Sistema de aplicação de carga hidráulica e carga vertical axial. ...................... 83
Figura 3.7 – Bancada com equipamentos desenvolvidos..................................................... 84
Figura 3.8 – Câmara montada e peças usinadas.................................................................. 85
Figura 3.9 – Sequência da preparação da amostra para ensaio isotrópico. ......................... 86
Figura 3.10 – Camara triaxial. (a) aberta; (b) fechada;.......................................................... 86
Figura 4.1 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para
solução percolante com 2% ácido sulfúrico, solo sem cimentação............................... 94
Figura 4.2 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para
solução percolante com 6% ácido sulfúrico, solo sem cimentação............................... 94
Figura 4.3 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para
solução percolante com 10% ácido sulfúrico, solo sem cimentação............................. 94
viii
Figura 4.4 – Variação do fator R versus % de ácido na solução percolante, sem cimentação.
....................................................................................................................................... 96
Figura 4.5 – Variação do número de Peclat versus % de ácido na solução percolante (sem
cimentação) ................................................................................................................... 97
Figura 4.6 – Variação da velocidade de fluxo das amostras versus acidez, sem cimentação.
....................................................................................................................................... 98
Figura 4.7 – variação do pH versus V/Vv, com i=10, sem cimentação. ................................ 99
Figura 4.8– variação do pH versus V/Vv, com i=20, sem cimentação. ................................. 99
Figura 4.9 – Variação do coeficiente k
d
versus % de ácido no percolante (0% de cimento).
..................................................................................................................................... 100
Figura 4.10 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para
solução percolante com 2% ácido sulfúrico, solo com 1% de cimento........................ 107
Figura 4.11 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para
solução percolante com 6% ácido sulfúrico, solo com 1% de cimento........................ 107
Figura 4.12 – Variação de Dh versus acidez do percolante (solo com 1% de cimento). ... 109
Figura 4.13 – Variação de R versus acidez do percolante (solo com 1% de cimento). ..... 109
Figura 4.14 – Variação de Pe versus acidez do percolante (solo com 1% de cimento)..... 110
Figura 4.15 – Variação da velocidade média de fluxo versus acidez do percolante (solo com
1% de cimento)............................................................................................................ 111
Figura 4.16 – Variação do pH do percolado versus V/Vv para amostras com 1% de cimento
e gradiente hidráulico 10. ............................................................................................ 111
Figura 4.17 – Variação do pH do percolado versus V/Vv para amostras com 1% de cimento
e gradiente hidráulico 20. ............................................................................................ 112
Figura 4.18 – Variação do coeficiente k
d
versus % de ácido no percolante (1% cimento).. 112
Figura 4.19 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para
solução percolante com 2% ácido sulfúrico, solo com 2% de cimento........................ 119
Figura 4.20 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para
solução percolante com 6% ácido sulfúrico, solo com 2% de cimento........................ 119
Figura 4.21 – Variação de Dh versus acidez do percolante (solo com 2% de cimento). ... 121
Figura 4.22 – Variação de R versus acidez do percolante (solo com 2% de cimento). ..... 121
Figura 4.23 – Variação de Pe versus acidez do percolante (solo com 2% de cimento)..... 122
Figura 4.24 – Variação da velocidade média de fluxo versus acidez do percolante (solo com
2% de cimento)............................................................................................................ 123
Figura 4.25 – Variação do pH do percolado versus V/Vv para amostras com 2% de cimento
e gradiente hidráulico 10. ............................................................................................ 123
Figura 4.26 – Variação do pH do percolado versus V/Vv para amostras com 2% de cimento
e gradiente hidráulico 20. ............................................................................................ 123
ix
Figura 4.27 – Variação do coeficiente k
d
versus % de ácido no percolante (2% cimento).. 125
Figura 4.28 – Projeção da curva breakthrough para ensaios interrompidos em amostras com
2% de cimento, percoladas por solução com 2% de ácido (a) para gradiente 10; (b)
para gradiente 20......................................................................................................... 131
Figura 4.29 – Variação do coeficiente R – comportamento global...................................... 137
Figura 4.30 – Variação do coeficiente Peclet - Pe – comportamento global....................... 137
Figura 4.31 – Variação da Dispersão Hidrodinâmica – Dh – comportamento global.......... 138
Figura 4.32 – Variação da coeficiente de distribuição – kd – comportamento global.......... 138
Figura 4.33 – Variação do coeficiente de condutividade hidráulica – k – comportamento
global. .......................................................................................................................... 139
Figura 4.34 – Variação do velocidade de percolação – ν (ground water velocity) –
comportamento global. ................................................................................................ 140
Figura 4.35 – Tempo total de ensaio de todas as amostras testadas................................. 140
Figura 4.36 – Variação da concentração relativa do efluente versus tempo de ensaio. ..... 141
Figura 4.37 – Variação do pH do efluente versus tempo de ensaio.................................... 142
Figura 4.38 – Padronização empírica – escala logaritmica................................................. 148
Figura 4.39 – Padronização empírica – escala normal. ...................................................... 148
Figura 5.1 – Tensão vs e, para 0% ácido sulfúrico, 0% cimento......................................... 153
Figura 5.2 – Tensão vs e, para 2% ácido sulfúrico, 0% cimento......................................... 153
Figura 5.3 – Tensão vs e, para 6% ácido sulfúrico, 0% cimento......................................... 154
Figura 5.4 – Tensão vs e, para 10% ácido sulfúrico, 0% cimento....................................... 154
Figura 5.5 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=10, 0% cimento. ................... 155
Figura 5.6 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=20, 0% cimento. ................... 155
Figura 5.7 – Distribuição granulométrica de três diferentes pontos de uma amostra sem
cimentação percolada por uma solução com 6% de ácido sulfúrico........................... 159
Figura 5.8 – Tensão vs e, para 0% ácido sulfúrico, 1% cimento......................................... 160
Figura 5.9 – Tensão vs e, para 2% ácido sulfúrico, 1% cimento......................................... 161
Figura 5.10 – Tensão vs e, para 6% ácido sulfúrico, 1% cimento....................................... 161
Figura 5.11 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=10, 1% cimento. ................. 163
Figura 5.12 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=20, 1% cimento. ................. 163
Figura 5.13 – Tensão vs e, para 0% ácido sulfúrico, 2% cimento....................................... 167
Figura 5.14 – Tensão vs e, para 2% ácido sulfúrico, 2% cimento....................................... 167
Figura 5.15 – Tensão vs e, para 6% ácido sulfúrico, 2% cimento....................................... 167
Figura 5.16 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=10, 2% cimento. ................. 169
Figura 5.17 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=20, 2% cimento. ................. 169
Figura 5.18 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas com água destilada, para
i=10.............................................................................................................................. 171
x
Figura 5.19 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas com água destilada, para
i=20.............................................................................................................................. 171
Figura 5.20 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas por solução com 2% ácido,
i=10.............................................................................................................................. 172
Figura 5.21 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas por solução com 2% ácido,
i=20.............................................................................................................................. 172
Figura 5.22 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas por solução com 6% ácido,
i=10.............................................................................................................................. 173
Figura 5.23 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas por solução com 6% ácido,
i=20.............................................................................................................................. 173
Figura 5.24 – Variação e vs p’, amostras com 0% cimento................................................. 183
Figura 5.25 – Variação de volume vs p’, amostras com 0% cimento.................................. 183
Figura 5.26 – Variação e vs p’, amostras com 1% cimento................................................. 186
Figura 5.27 – Variação de volume vs p’, amostras com 1% cimento.................................. 186
Figura 5.28 – Variação e vs p’, amostras com 3% cimento................................................. 191
Figura 5.29– Variação de volume vs p’, amostras com 3% cimento................................... 191
Figura 5.30 – Variação e vs p’, amostras percoladas com 0% ácido.................................. 193
Figura 5.31 – Variação de volume vs p’, amostras percoladas com 0% ácido. .................. 193
Figura 5.32 – Variação e vs p’, amostras percoladas com 2% ácido................................. 195
Figura 5.33 – Variação de volume vs p’, amostras percoladas com 2% ácido. .................. 195
Figura 5.34 – Variação e vs p’, amostras percoladas com 6% ácido.................................. 198
Figura 5.35 – Variação de volume vs p’, amostras percoladas com 6% ácido. .................. 198
Figura 5.36 – Variação dos Limites de Atterberg. ............................................................... 204
Figura 5.37 – e vs tensões efetivas médias de ensaios isotrópicos e de coluna – solo com
0% de cimento adicionado – escala monolog. ............................................................ 205
Figura 5.38 – e vs tensões efetivas médias de ensaios isotrópicos e de coluna – solo com
0% de cimento adicionado – escala normal. ............................................................... 205
Figura 5.39 – Microscopia Eletrônica de Varredura da fração argila do SRAB não
contaminado - ampliação de (a) 600 vezes; (b) 3000 vezes, (Lemos, 2006).............. 211
Figura 5.40 – Microscopia Eletrônica de Varredura da fração argila do SRAB após
percolação de 5% de ácido sulfúrico em solução – ampliação de 3.000 vezes (Lemos,
2006)............................................................................................................................ 212
Figura 5.41 - Microscopia Eletrônica de Varredura – Cimento CP-V in natura, ampliado (a)
200 vezes; (b) 1500 vezes (Lemos, 2006). ................................................................. 212
Figura 5.42 - Microscopia Eletrônica de Varredura – Cimento CP-V hidratado, umidade 30%
e fator a/c=0,3, ampliado (a) 600 vezes; (b) 3000 vezes (Lemos, 2006). ................... 212
xi
Figura 5.43 - Microscopia Eletrônica de Varredura – Cimento CP-V hidratado, umidade
400% e fator a/c=4,0, ampliado (a) 600 vezes; (b) 3000 vezes (Lemos, 2006). ......... 213
Figura 5.44 - Microscopia Eletrônica de Varredura – Cimento CP-V contaminado por H
2
SO
4
,
teor de umidade 100%, relação água/cimento=1 ampliada (a) 600 vezes; (b) 3000
vezes (Lemos, 2006). .................................................................................................. 213
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 – Faixa de valores do coeficiente de tortuosidade do solo.................................. 26
Tabela 2.2 – Valores típicos do coeficiente de Difusão (Do):................................................ 26
Tabela 2.3 – Faixa de valores do coeficiente de difusão efetivo (D*) do solo....................... 27
Tabela 2.4 - Classificação de compostos hidrofóbicos quanto à sua mobilidade no solo
(Bewick, 1994)....................................................................................................................... 31
Tabela 3.1 – Ensaios executados no edômetro modificado.................................................. 71
Tabela 3.2 – Ensaios de carregamento isotrópico. ............................................................... 72
Tabela 3.3 – Índices Físicos do SRAB.................................................................................. 74
Tabela 3.4 – Propriedades físico-químicas e mineralógicas do SRAB. ................................ 74
Tabela 3.5 – Teor de componentes do cimento Portland (% massa).................................... 76
Tabela 3.6 – Características físicas e mecânicas do cimento CP V – ARI. .......................... 76
Tabela 3.7 – Especificações do ácido sulfúrico empregado nos ensaios ............................. 78
Tabela 4.1 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=10 (0% cimento)..................... 95
Tabela 4.2 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=20 (0% cimento)..................... 95
Tabela 4.3 – Velocidade de Fluxo para amostras com 0% de cimento, i=10........................ 97
Tabela 4.4 – Velocidade de Fluxo para amostras com 0% de cimento, i=20........................ 97
Tabela 4.5 – Coeficiente k
d
(sem cimentação)................................................................... 100
Tabela 4.6 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=10 (solo com 1% de cimento).
............................................................................................................................................. 108
Tabela 4.7 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=20 (solo com 1% de cimento).
............................................................................................................................................. 108
Tabela 4.8 – Velocidade de Fluxo para amostras com 1% de cimento, i=10...................... 110
Tabela 4.9 – Velocidade de Fluxo para amostras com 1% de cimento, i=20...................... 110
Tabela 4.10 – Coeficiente k
d
(1% de cimento)..................................................................... 113
Tabela 4.11 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=10 (solo com 2% de cimento).
............................................................................................................................................. 120
Tabela 4.12 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=20 (solo com 2% de cimento).
............................................................................................................................................. 120
Tabela 4.13 – Velocidade de Fluxo para amostras com 2% de cimento, i=10.................... 122
Tabela 4.14 – Velocidade de Fluxo para amostras com 2% de cimento, i=20.................... 122
Tabela 4.15 – Coeficiente k
d
(2% de cimento)..................................................................... 124
Tabela 4.16 – Resumo de todos os coeficientes de transporte........................................... 136
xiii
Tabela 4.17 – Número de poros percolados necessários à anulação da capacidade de
retenção do solo.................................................................................................................. 144
Tabela 5.1 – Índice de vazios final após carregamento axial (0% cimento)........................ 156
Tabela 5.2 - Índice de vazios final após carregamento axial (1% cimento)......................... 164
Tabela 5.3 - Índice de vazios final após carregamento axial (2% cimento)......................... 170
Tabela 5.4 – Resumo dos coeficientes de compressibilidade – ensaios coluna................. 174
Tabela 5.5 – Resumo dos coeficientes de compressibilidade (ensaios isotrópicos, onde
todas as amostras foram percoladas sob i=10)................................................................... 201
Tabela 5.6 – Variação dos Limites de Atterberg após percolação ácida............................. 203
Tabela 5.7 – Tensões de início de plastificação do solo em ensaios isotrópicos e de coluna –
quadro comparativo............................................................................................................. 206
LISTA DE SÍMBOLOS
A
Área transversal da amostra (cm²);
ABCP
Associação Brasileira de Cimento Portland;
AMD
Acid Mine Drainage;
b
Tangente da curva Breakthrough quando C/Co=0,5;
C
Concentração de soluto;
C/Co
Relação entre a concentração de contaminante na saída e a concentração
na entrada da amostra;
Ca Concentração da substância na fase líquida;
CaCO
3
Formula química de rochas calcárias;
CaO Formula química da Cal;
Co Concentração de entrada;
CP Corpo de prova (amostra);
CP-V ARI Cimento Portland tipo V de alta resistência inicial;
CTC Capacidade de troca catiônica;
CTRAN/W Software da empresa Geoslope para simulações de transporte;
CuFeS
2
Calcopirita;
Cc
Declividade da reta correspondente ao trecho normalmente adensado no
gráfico índice de vazios vs tensão axial, a partir de ensaios edométricos;
Cd Declividade do trecho de descarregamento do ensaio edométrico;
Cr Declividade do trecho pré-adensado do ensaio edométrico;
Cv Concentração da substância na fase de vapor;
D* Coeficiente de difusão efetiva (cm²/s);
D
50
Diâmetro médio dos grãos de solo;
DBO Demanda Biológica de Oxigênio;
dC/dx Gradiente de concentração;
Dh Coeficiente Dispersão Hidrodinâmica;
Dh
L
Dispersão hidrodinâmica longitudinal;
Dh
T
Dispersão hidrodinâmica transversal;
Do, D Coeficiente de difusão (cm²/s);
xv
DQO Demanda Química de Oxigênio;
e; e
o
; ef; Índice de vazios; e inicial da amostra; e final da amostra
ENVIRONGEO
Environmental and Geotechnical Laboratory, UFRGS;
erfc Função erro complementar (valor tabelado) ;
F Fluxo de massa de soluto por unidade de área por unidade de tempo;
Fe(0H)
3
Hidróxido férrico;
FeAsS Arsenopirita;
FeS
2
Sulfeto de ferro (pirita);
F
e
SO
4
.
4H
2
O Rozenita;
F
e
SO
4
.
5H
2
O Siderotila;
F
e
SO
4
.
7H
2
O Melanterita;
F
e
SO
4
.
H
2
O Szomolnoquita;
GCL
Geosynthetic clay liners;
GMS Software de modelagem de transporte de contaminantes;
Gs Massa específica aparente seca do solo (kN/m³);
H
2
SO
4
Ácido sulfúrico;
Hi Constante de Henry (atm / mol / m
3
de água). fç (t);
i Gradiente hidráulico;
IP Índice de Plasticidade;
kd Coeficiente de distribuição;
K
oc
Coeficiente de partição no carbono orgânico;
k
o
Coeficiente que relaciona as tensões verticais e horizontais;
K
om
Coeficiente de partição na matéria orgânica do solo;
Kow Coeficiente de partição octanol-água;
L, d Unidade de comprimento (cm ou m);
LL Limite de Liquidez do solo;
LP Limite de Plasticidade do solo;
LCI Linha de Compressão Isotrópica;
LVDT
Linear Variable Differential Transformers
o-ring
Anel de borracha para vedação;
p'
Média das tensões principais aplicadas em ensaio triaxial;
Pe Número (coeficiente) de Peclet;
Pi
Pressão parcial da substância (atm);
Qt
Quantidade total de substância difundida por área de seção em função do
tempo;
xvi
R Fator de retardamento (sorção);
SEEP/W Software da empresa Geoslope para redes de fluxo;
SRAB Solo residual de arenito da formação Botucatu;
Sw Grau de solubilidade na água;
T
L
Ajuste linear na relação Qt versus tempo;
V/Vv Relação entre o volume de efluente e o volume de vazios da amostra;
Vv Volume de vazios da amostra;
x Distância ao longo da trajetória de fluxo;
Xi
Fração molar da substância na fase líquida (mol / m
3
de água);
α
L
Coeficiente dispersividade longitudinal;
α
T
Coeficiente dispersividade transversal;
x
v
Velocidade de percolação (cm/s), componente advectivo do fluxo;
x
v'
Velocidade linear aparente média da solução;
n
Porosidade;
t
Tempo (s);
k
Coeficiente de permeabilidade (cm/s);
i
Gradiente hidráulico;
v
Razão entre a velocidade de fluxo e a porosidade da amostra;
α
coeficiente de dispersividade;
ω
Coeficiente de tortuosidade;
∆H Variação de altura ou desnível hidráulico (m);
∆m
Variação de massa das espécies químicas;
∆V Variação de volume;
mv'
σ
Tensão de pré-adensamento;
RESUMO
KNOP, A. Estudo do Comportamento de liners atacados por ácido sulfúrico.
2007. Tese (Doutorado em Engenharia) – Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Civil, UFRGS, Porto Alegre, 230p.
A presente pesquisa teve por objetivo a análise do comportamento de diferentes
combinações de liners de um determinado solo com e sem cimentação, submetidos
à percolação de líquidos ácidos, com o objetivo de simular o comportamento de
campo de liners de aterros especiais, que recebem resíduos à base de pirita. Tal
resíduo em contato com água e oxigênio forma solução de ácido sulfúrico. Assim
sendo, as pretensões deste trabalho foram a análise do comportamento compressivo
de liners formados por um dado tipo de solo compactado, com e sem a adição de
cimento, através do emprego de um equipamento de adensamento modificado
desenvolvido especialmente para esta pesquisa. Da mesma forma, procedeu-se o
estudo dos fenômenos de transporte de contaminantes por meio do liner em estudo,
basicamente daqueles que comandam o transporte (difusão, advecção, sorção,
retardamento da frente de contaminação e grau de afinidade entre o contaminante e
o liner). Ensaios isotrópicos a altas tensões de confinamento também foram
realizados a fim de se estudar a possível desestruturação dos liners quando
percolados por resíduos ácidos. Os resultados obtidos destacam a desestruturação
de amostras naturais do solo estudado quando percolado por rejeitos ácidos, em
todas as concentrações estudadas, tanto em ensaios triaxiais isotrópicos quanto em
ensaios de carregamento axial com deformações laterais nulas. Conclui-se que as
águas ácidas quando percoladas por meio de um solo com presença de finos, tende
a proporcionar um efeito de carreamento de partículas, aumentando
conseqüentemente a porosidade, fator este que poderia proporcionar a falha
operacional de um liner.
Palavras-chave: Pirita, Carvão Mineral, liners, solos cimentados;
ABSTRACT
KNOP, A. Study of the Behavior of liners attacked by sulphuric acid. 2007.
Thesis (Doctorate – Ph.D.) – Civil Engineering course, Federal University of Rio
Grande do Sul. , UFRGS, Porto Alegre, Brazil, 230p.
The objective of this work is to analyse the behavior of a liner formatted by different
combinations of soil and cement, percolated by low pH waters under different
hydraulic gradients and concentration of acid in the percolant, aiming to simulate in
laboratory what would happen in the field to liners in contact with pyrite wastes, from
mineral coal mining. Pyrite wastes in contact with water and oxygen result in
sulphuric acid, what makes the objective of this research the study of the
compressive behavior of the liner submitted to the percolation of acid waters, by
means of a special column equipment developed during this research, which allows
applying an axial load to the sample under flux. Also, the variation of the transport of
contaminants values were investigated, basically diffusion, advection, sorption,
retardation coefficient, distribution coefficient, hydrodynamic dispersion, ground water
velocity and hydraulic conductivity). Triaxial Isotropic tests were carried out under
high confinant pressures in order to verify the volume changes of the samples due to
the low-pH contamination. The results show that liners formatted only by soil had
rearrange of their structure due to acid percolations, according to both column and
isotropic tests. The value of the hydrodynamic dispersion was considerated being
totally dependent on the diffusion, because the hydraulic conductivity of the differente
combination was low. The results also show that low-pH percolations make a
rearrange of the fine particles into the sample, because after a grain size distribution
test, the fine particles from the top of the samples were detected on the bottom of the
sample, what increase the porosity on the top of the samples, what could lead the
liner to a failure.
Key-words: pyrite, mineral coal, liners, cemented soils.
CAPÍTULO 1
INTRODUÇÃO
RELEVÂNCIA E JUSTIFICATIVA DO TRABALHO
Os principais problemas oriundos da mineração podem ser englobados em
quatro categorias: poluição da água, poluição do ar, poluição sonora, e
comprometimento do solo. Porém, sabe-se que a mineração é um dos setores
básicos da economia do país, contribuindo de forma decisiva para o bem estar e a
melhoria da qualidade de vida das presentes e futuras gerações, visto ser a fonte de
matéria-prima necessária à manutenção e aumento da infra-estrutura necessária ao
contínuo desenvolvivento e progresso de nossa civilização, sendo também
fundamental para o desenvolvimento de uma sociedade equânime, desde que seja
operada com responsabilidade social, estando sempre presentes os preceitos do
desenvolvimento sustentável.
Quanto à mineração no Brasil, especialmente a do carvão mineral, ainda se
fazem necessários estudos para o monitoramento ambiental em bacias carboníferas,
mesmo que a problemática da poluição por exploração do carvão já tenha passado
pelo seu auge. Como a produção de carvão mineral ainda é bastante significativa
em determinados pontos do país, em maior escala na área do município de Criciúma
(estado de Santa Catarina), e Candiota e Charqueadas (no estado do Rio Grande do
Sul), tais monitoramentos e estudos visando a remediação dos impactos gerados
ainda se fazem extremamente necessários, especialmente os relacionados à
poluição do solo e das águas subterrâneas.
Um dos maiores problemas encontrados na mineração de carvão são os
rejeitos provenientes desta. Estes rejeitos contêm um composto denominado pirita,
de fórmula molecular FeS
2
, composto este que gera acidez em exposição ao
oxigênio e água, visto a formação de moléculas de ácido sulfúrico (H
2
SO
4
).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
2
Principalmente no Brasil, os rejeitos xistosos e piritosos produzidos durante a
mineração e processamento do carvão mineral foram sendo depositados durante
décadas próximos às minas, causando grande impacto ambiental principalmente
devido à presença de elementos à base de pirita (Farias, 2002).
A presença de ácido sulfúrico na natureza estimula a solubilidade de outros
elementos componentes de solos e rochas, tais como ferro, manganês, cálcio,
magnésio e sódio, visto o baixo potencial Hidrogênio do meio. Este fenômeno pode
ter como conseqüência um percolante muito mais nocivo se comparado ao inicial,
visto que ocorre a agregação de novos componentes a este percolante ácido, caso
dos metais acima descritos.
De acordo com Gaivizzo et al. (2000), as reservas brasileiras de carvão
atingem 32 bilhões de toneladas, sendo que 87% destas se encontram em território
gaúcho. Apesar de importante recurso energético, a extração, o beneficiamento e a
utilização do carvão mineral são atividades potencialmente poluidoras, o que pode
representar elevado comprometimento ambiental. As jazidas existentes no Rio
Grande do Sul apresentam altos teores de matéria mineral não combustível
associados ao carvão, gerando conseqüentemente um alto montante de resíduos.
Durante o beneficiamento, de 30 a 60% do material minerado é rejeitado, resultando
na produção de grandes volumes descartados, constituídos basicamente por
materiais carbonosos e minerais (entre eles a pirita), basicamente sem valor
comercial, que são depositados em áreas próximas ao local de mineração.
Daniels & Stewart (1992) destacam que a oxidação da pirita forma ácido
sulfúrico, promovendo desta forma a solubilização dos minerais presentes no rejeito,
visto o baixo pH. Em períodos de intensa precipitação pluviométrica, as águas que
entram em contato com estes rejeitos passam a ter características ácidas, com altas
concentrações de metais dissolvidos, comprometendo a qualidade do solo e da água
das camadas adjacentes.
Atualmente, estão sendo propostos pelos órgãos ambientais um correto
tratamento, ou simplesmente um armazenamento permanente para os rejeitos da
extração de carvão. Uma das formas para tal é a deposição em aterros industriais,
com liner (barreira horizontal que impede a progressão dos contaminantes às
camadas adjacentes) impermeabilizante de fundo e liner de cobertura, a fim de se
evitar que o percolado ácido entre em contato com as camadas subjacentes ao
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
3
aterro, e que as águas das chuvas não venham a aumentar o volume de percolado,
ou mesmo não venham a ser fonte de H
2
O para as reações de formação de ácido
sulfúrico na pirita, juntamente com oxigênio disponível no ar.
No Canadá, por exemplo, há uma grande mobilização para correções de
passivos ambientais ocasionados pela atividade mineiradora nos anos 70 e 80.
Lagos que circundam as regiões das antigas minas apresentam alto nível de acidez
e metais dissolvidos, com pH médio de aproximadamente 2.0. Na Figura 1.1,
visuliza-se a presença de óxido de ferro nas margens do Fox Lake, Estado de
Manitoba, Canadá, o qual apresenta pH altamente ácido e altas concentrações de
metais dissolvidos.
Figura 1.1 – Lago com alto nível de acidez em Manitoba, Canadá (GRP Group, 2006);
Para que os rejeitos com pirita sejam dispostos em aterros industriais, faz-se
necessária a previsão do comportamento das camadas de impermeabilização de
fundo frente ao contato direto com líquidos agressivos quimicamente, com baixo a
baixíssimo pH, neste caso, ácido sulfúrico.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
4
Os liners de impermeabilização de fundo de aterros mais tradicionalmente
empregados são de argila compactada, visto o baixo custo de execução e
abundância de material, muitas vezes solo do próprio local.
As argilas compactadas podem ser utilizadas individualmente ou em conjunto
com geossintéticos em barreiras hidráulicas e sistemas de cobertura de aterros. Em
ambos os casos, a camada argilosa é o material responsável pela manutenção da
integridade da barreira. Para o caso das barreiras hidráulicas de fundo, a camada de
argila deve possuir uma condutividade hidráulica inferior a 1x10
-9
m/s (EPA, 1992;
ASTM D 1973, 1991). Para os sistemas de cobertura, existem distinções na
condutividade hidráulica máxima requerida em função do tipo de resíduo. No
isolamento de resíduos perigosos (caso da pirita), onde um liner compósito com
geossintéticos é exigido, a camada de argila deverá apresentar uma condutividade
hidráulica de no máximo 1x10
-9
m/s, diferentemente dos sistemas de cobertura de
aterros de resíduos não perigosos, como o resíduo sólido municipal, onde é exigida
condutividade hidráulica máxima de 1x10
-7
m/s (Austin, 1992; Daniel e Koerner,
1995).
Um importante comentário de Rowe et al. (1995) é de que já é findo o tempo
onde liners para contenção de percolado eram projetados apenas em função da
condutividade hidráulica da barreira. Hoje, os autores destacam que uma série de
fatores devem ser considerados no projeto para que se tenha uma real efetividade
do projeto, e que o projetista procure entender os fenômenos que comandam o
transporte em cada um dos casos.
No caso da formação de percolado com características altamente ácidas, faz-
se necessário que haja um prévio estudo do comportamento hidráulico e
compressivo da camada de impermeabilização, visto que até o presente momento
não se tem conhecimento de possíveis variações no comportamento compressivo de
liners quando em contato direto com contaminantes do tipo ácido sulfúrico. Este
comportamento se torna ainda mais imprevisível no caso de liners formados por
mais de um material, os materiais compósitos, no caso de liners tratados com
cimento ou cal, por exemplo. O contaminante pode alterar as características físico-
químicas do liner, afetar as reações de cimentação, bem como alterar a
condutividade hidráulica deste, o que pode interferir na eficácia da
impermeabilização.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
5
Para que a condutividade hidráulica seja baixa, utilizam-se solos altamente
plásticos, que possuem características de contração e expansão com mudanças de
umidade. A presença de ácido sulfúrico no percolado pode vir a alterar estas
características, formando assim um liner sem eficiência.
Camadas de argila podem fissurar devido ao ressecamento e também vir a
apresentar recalques diferenciais dentro da massa de resíduos. Até então não se
tem conhecimento de estudos quanto à variação da compressibilidade de camadas
compactadas mediante contato direto com agentes agressivos quimicamente, de
baixo pH.
Para que se possa entender o comportamento do liner de forma ampla, um
importante fator a ser estudado juntamente com as variações de condutividade
hidráulica e compressibilidade, é o entendimento de como o percolante ácido migra
através do liner, ou seja, quais os fenômenos de transporte que comandam este
movimento de poluentes.
Vários são os fatores que podem estar envolvidos no transporte de solutos
por meios porosos. Difusão e advecção podem ser considerados os fenômenos
predominantes do transporte e migração de contaminantes por entre camadas de
solos, porém o processo não se resume somente a estes. Não se tem nenhum
registro anterior de pesquisas que procuraram entender o processo de transporte de
contaminantes ácidos por meio de camadas de impermeabilização juntamente com
o estudo das variações na compressibilidade destas barreiras, o que destaca ainda
mais a originalidade da presente pesquisa. Por outro lado, destaca-se que o solo
não é um agente totalmente passivo no meio; este apresenta uma capacidade de
retardamento, ou de atenuação dos impactos gerados pelo contaminante através
dos fenômenos de sorção, precipitação e biodegradação, os quais tendem a diminuir
a propagação da frente de contaminação.
Assim sendo, esta tese apresenta um relato inédito e de destacada
importância, visto que a acidez de efluentes de rejeitos piritosos é um problema que
a décadas espera por uma solução definitiva, solução que depende diretamente do
correto entendimento dos processos físicos e químicos que tangem a interação entre
o solo e as águas ácidas.
Esta pesquisa almeja realmente contribuir no aperfeiçoamento das técnicas
atualmente utilizadas em projeto e execução de liners em contato direto com
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
6
percolados agressivos quimicamente, por meio de um amplo programa experimental
que abrange uma investigação da variação da compressibilidade de liners a médias
e altas tensões de confinamento, estudo do comportamento de liners quando a estes
é acidionado um material de pH altamente básico (cimento Portland), e então
submetido ao fluxo de águas ácidas, bem como estudos dos fenômenos que
comandam o transporte dos contaminantes, e investigação da influência destes
fenômenos nas percolações citadas no programa experimental.
OBJETIVOS
O objetivo principal deste trabalho consiste em investigar o comportamento
compressivo de um liner formado por um determinado solo com e sem adições de
cimento (fonte de alcalinidade) diante do contato direto com um contaminante
agressivo quimicamente (ácido sulfúrico), em diferentes concentrações e gradientes
hidráulicos. Pretende-se da mesma forma, investigar os fenômenos que tangem o
transporte do contaminante em meio a camada de impermeabilização proposta.
Os objetivos específicos a serem alcançados estão descritos a seguir:
1. Projetar, construir e calibrar câmaras de adensamento com características
especiais e peculiares, que permitam a realização de ensaios de
compressibilidade em corpos de prova sob fluxo de água e soluções
ácidas;
2. Percolar ácido sulfúrico sob diferentes concentrações e gradientes
hidráulicos em corpos de prova confinados lateralmente, estes formados
por solo com e sem cimentação, visando verificar uma possível alteração
no comportamento compressivo destes sob fluxo de contaminante
químico, através da variação dos fatores Cr (declividade da reta
correspondente ao trecho pré-adensado na curva índice de vazios versus
tensão) , Cc (declividade da reta correspondente à reta virgem), Cd
(declividade do trecho correspondente ao descarregamento) e σv’m
(tensão de pré-adensamento do material);
3. Investigar possíveis alterações dos Limites de Atterberg do solo após
percolação do agente ácido;
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
7
4. Estimar a condutividade hidráulica do liner quando percolado por água e
quando percolado por soluções ácidas, em diferentes concentrações e
gradientes hidráulicos, na câmara de adensamento modificada;
5. Estudo do comportamento isotrópico a altas tensões confinantes de
amostras submetidas à percolação de águas ácidas, a fim de se detectar
variações do comportamento compressivo isotrópico devido a tais
percolações;
6. Determinar quais são os fenômenos de transporte que comandam a
migração dos contaminantes por meio do liner, e entender a importância
de cada um dos fenômenos no processo, bem como a variação destes
para diferentes gradientes e concentrações ácidas;
7. Investigar possíveis variações da linha de compressão isotrópica – LCI a
partir de diferentes combinações dos elementos que formam os liners
(basicamente solo e cimento) percolados por diferentes concentrações de
agentes ácidos, em equipamento triaxial que permita altas tensões de
confinamento.
ORGANIZAÇÃO DA TESE
Esta tese está dividida em seis capítulos. Inicialmente, um capítulo
introdutório onde é destacada a relevância e justificativa do trabalho, objetivos e a
forma com que a tese está segmentada;
A revisão bibliográfica com assuntos essenciais ao entendimento desta
pesquisa é apresentada no Capítulo 2.
No Item 2.1, é apresentada uma revisão bibliográfica sobre extração do
carvão mineral e conseqüentemente da pirita, definições sobre os rejeitos piritosos,
problemas ambientais gerados e dados gerais sobre este resíduo.
O Item 2.2 traz um amplo conhecimento e conceitos sobre os fenômenos de
transporte de solutos em meios porosos, com a definição dos principais fenômenos,
citações sobre a importância de cada um em processos de migração de solutos,
bem como formas de se determinar estes em laboratório.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
8
O Item 2.3 apresenta um apanhado geral sobre liners, suas formas,
disposições, conceitos, tipos e demais informações ditas essenciais ao
entendimento desta tese.
Os materiais, métodos, equipamentos empregados e programa experimental
são apresentados no Capítulo 3, onde os materiais são caracterizados, os métodos
descritos, os equipamentos apresentados e o programa experimental detalhado;
No capítulo 4 são apresentados os resultados e as devidas análises
referentes à primeira etapa dos ensaios de coluna, que se concentram no estudo
dos fenômenos de transporte de contaminantes em meios porosos saturados, bem
como a busca de comparações dos resultados com pesquisas anteriores.
O Capítulo 5 apresenta os resultados e análises das investigações da
variação da compressilidade do solo com e sem cimentação após percolações
ácidas, através de ensaios de carregamento axial com deformações laterais
impedidas e de ensaios triaxiais isotrópicos. Este capítulo ainda busca um
entendimento da interação solo-cimento-contaminante, e os produtos destas
relações.
As conclusões da tese são apresentadas no Capítulo 6, onde são destacados
os principais conhecimentos adquiridos ao longo desta pesquisa, bem como
comentários finais e sugestões a pesquisas futuras.
Finalizando a tese, apresentam-se as referências bibliográficas pesquisadas
para a elaboração deste trabalho.
CAPÍTULO 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 EXTRAÇÃO DA PIRITA E PROBLEMAS AMBIENTAIS GERADOS
Antes da identificação dos problemas gerados, faz-se necessária uma correta
definição e conhecimento do que é a pirita. Assim sendo, os próximos parágrafos
serão destinados a este fim. Posteriormente, serão abordados temas quanto a
problemas ambientais gerados pelo incorreto manuseio e deposição desta no meio
ambiente.
Geologicamente, a pirita (FeS
2
) ocorre como segregação magmática direta e
como mineral acessório nas rochas ígneas, também em depósitos de filões e
metamórficos de contato. Geralmente associa-se à esfalerita, calcopirita e a galena.
Cristaliza-se no sistema isométrico, diploédrico. Os cristais são cúbicos com faces
estriadas piritoédricos ou octaédricos. Apresenta-se também na forma maciça,
granular, globular e estalactítica. O mineral é opaco, tem brilho metálico reluzente e
cor amarelo do latão, pálido, podendo ser escuro pelo embaçamento. Possui traço
esverdeado ou preto-acastanhado, é quebradiço, tem dureza 6,5 e densidade
unitária variando entre 4,95 e 5,10. A pirita contém cerca de 46,4% de Ferro e
aproximadamente 53,6% de enxofre. Pode se apresentar juntamente ao arsênio,
antimônio e ao níquel (Knop, 2005).
De acordo com Menezes (2004), a pirita, ou sulfeto de ferro, ficou bastante
conhecida a algumas décadas popularmente como "ouro dos tolos", por apresentar
coloração dourada. É o mais comum dos sulfetos, ocorrendo em todos os tipos de
rochas, em segregações magmáticas, em meia a rochas ígneas, metamorfismos de
contato, depósitos vulcânicos – sedimentos maciços, hidrotermais de baixa
temperatura e, inclusive, em meteoritos, É usado para obtenção de ácido sulfúrico,
extração de enxofre e, menos freqüentemente, de ferro.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
10
A enciclopédia eletrônica Wikipedia (2004) destaca que a pirita é
freqüentemente confundida com outro mineral, a marcasita, que apresenta
características similares, sendo que ambas são formadas pelos mesmos compostos
(FeS
2
). Embora tenham mesma fórmula química, apresentam estruturas diferentes
e, consequentemente, diferentes formas de simetria do cristal. Comercialmente, a
pirita é muitas vezes empregada como matéria-prima de jóias semipreciosas, de
baixo valor comercial, e em grande escala na obtenção de ácido sulfúrico. A
marcasita não pode ser usada para este fim porque apresenta uma tendência ao
desgaste, e facilmente pulveriza. A relação entre pirita/marcasita é comparada pelos
autores como a relação entre diamante/grafite.
Os tipos de pirita encontrados na natureza são três, quais são:
o Ferro Pirita (FeS
2
): descrito no parágrafo anterior, e se enquadra como a
mais comum forma da pirita, conforme observado na Figura 2.1.
o Arsenopirita (FeAsS): é conhecido como um minério principal da extração
do arsênio. Ao contrário dos cristais cúbicos da pirita regular, o cristal
típico do arsenopirita tem os ângulos agudos afiados que são um contraste
marcado de outros sulfuretos, que têm geralmente somente ângulos
obtusos. Nos cristais, semelhanças são comuns, freqüentemente
flexionando o cristal e às vezes dando a este, forma de cruzes, xis ou
estrelas. Os cristais são também tipicamente estriados.
o Calcopirita (CuFeS
2
) é também chamado de sulfito férrico de cobre, e é
encontrado em sólidos, de forma maciça, em todas as partes do mundo.
Quando inicialmente minerado, tende a ter uma cor ouro-amarela, mas
quando exposto ao ar, pode perder o dourado e passar a um aspecto
brilhante. A calcopirita é empregada em algumas vezes com um ácido para
gerar brilho em determinados compostos. A ocorrência de cristais na
calcopirita é muito rara.
Os conflitos decorrentes dos impactos ambientais produzidos pelos efluentes
da mineração e beneficiamento do carvão mineral comprometem a qualidade e
conseqüente uso da água, tanto para as comunidades vizinhas às minas, que
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
11
vivenciam os conflitos, como para as bacias hidrográficas dos rios aos redores do
ponto de mineração, como por exemplo a bacia do rio Tubarão, em Santa Catarina,
já que os problemas de poluição que ocorrem nas nascentes, prejudicam as demais
atividades à jusante desenvolvidas na bacia (Bender, 1998).
Figura 2.1 – Segregações rochosas – Ferro Pirita – FeS
2
(Calvete, 2004)
Para uma melhor compreensão das condições ambientais das águas
influenciadas pelas atividades de mineração e beneficiamento do carvão mineral, é
oportuno comentar a respeito do processo poluidor nas regiões carboníferas,
conforme descrito por Bender (1998).
Os problemas de poluição hídrica nas regiões carboníferas são
qualitativamente similares em todos os locais de lavra e beneficiamento e se devem,
na maior parte, à oxidação da pirita (FeS
2
- sulfeto de ferro) que ocorre associada ao
carvão e que, quando exposta ao ar e à umidade, se oxida, gerando ácido sulfúrico
e compostos de ferro que acabam sendo, de alguma forma, carreados até os cursos
d’água.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
12
As águas sulfurosas procedem diretamente das minas de subsolo
(drenagem), dos processos de beneficiamento e da disposição de rejeitos. A
drenagem e a água de infiltração levam combinações de enxofre para as águas
superficiais.
Existem dois tipos principais de resíduos, o material estéril e o rejeito do
beneficiamento. O material estéril, removido para atingir o minério, é depositado em
pilhas localizadas nas proximidades da mina. A principal característica deste
material é a heterogeneidade do tamanho das partículas, variando desde frações
argilosas até blocos de vários metros. Esta heterogeneidade resulta em alta
permeabilidade na pilha de estéril até a base. O outro tipo de resíduo de mina é o
rejeito do beneficiamento, resultante do tratamento do minério. Este tipo de material
é britado e moído antes do tratamento, resultando em grãos relativamente
pequenos, do tamanho silte (Shinobe & Sracek, 1998.). Na mineração, tanto no caso
do estéril como no do rejeito, a oxidação da pirita é responsável pela geração de
acidez.
Kashir & Yanful (2000) destacam que tão logo a pirita entra em contato com o
oxigênio e a água, inicia-se o processo de oxidação. Para tanto, bastará o oxigênio
atmosférico e a umidade contida no ar, bem como o oxigênio dissolvido nas águas
subterrâneas ou superficiais. A primeira etapa da oxidação é a transformação em
sulfato ferroso e ácido sulfúrico, a qual ocorre em presença de pouco oxigênio
(Equação 2.1). O ferro, presente na forma bivalente e hidrosolúvel, revela-se pela
sua coloração esverdeada e é, então, oxidado a sua forma trivalente e insolúvel,
uma reação relativamente lenta, que pode ser catalisada pela bactéria Thiobacillus
Ferroxidans (Equação 2.2):
2 FeS
2
+ 7 O
2
+ 2 H
2
O —› 2 FeSO
4
+ 2 H
2
SO
4
Equação (2.1)
2 FeSO
4
+ ½O
2
+ 2 H
2
SO
4
—› Fe
2
(SO
4
)
3
+ H
2
O + H
2
SO
4
Equação (2.2)
Sob condições especiais, por exemplo durante fases de altas concentrações
de oxigênio, principalmente em águas superficiais, a primeira etapa da reação pode
conduzir ao sulfato de ferro III.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
13
4FeS
2
+ 15 O
2
+ 2 H
2
O—› 2 Fe
2
(SO
4
)
3
+ 2 H
2
SO
4
Equação (2.3)
Quando a concentração de ácido sulfúrico diminui na água, o ferro é
hidrolisado, formando-se hidróxido de ferro III (Equação 2.4).
Fe
2
(SO
4
)
3
+ 6 H
2
O —› 2 Fe(OH)
3
+ 3 H
2
SO
4
Equação (2.4)
Na dependência do pH, o ferro pode estar presente na forma de hidróxido de
ferro III ou de óxido de ferro III. Estas substâncias geram uma cobertura castanho-
amarelada na superfície do substrato nas águas superficiais poluídas. A cor
amarelada típica dos rios que sofrem os efeitos dos rejeitos ou da lavagem do
carvão é decorrência da precipitação do ferro insolúvel.
Se o pH é acima de 3,0, pode haver a precipitação de hidróxido férrico
Fe(0H)
3
. Por outro lado, se o pH é menor que 3,0 e o ferro trivalente encontra-se em
contato com a pirita não oxidada, este ferro trivalente é consumido pela oxidação da
pirita, por se tratar de um forte oxidante. Isto significa que o oxigênio é somente
necessário para se iniciar a oxidação da pirita. Contudo, se um acúmulo de resíduos
de mina apresentar altas quantidades de Fe
3
+
de períodos de oxidação anteriores,
então a oxidação da pirita ocorrerá por um longo período de tempo, mesmo se não
houver mais oferta de oxigênio (Berder, 1998).Todas as etapas de oxidação da pirita
podem se dar tanto em pilhas de estéril como em bacias de rejeito.
De acordo com Gothe (1993), “equações são úteis para ilustrar a produção de
acidez pelos materiais piritosos, contudo podem dar a impressão de que apenas
compostos de ferro e ácido sulfúrico estejam presentes. Na verdade, reações
secundárias ocorrem entre os sulfatos, ácidos e demais compostos presentes nas
argilas, calcários, arenitos, siltitos, folhelhos e outros estratos que, em geral, sempre
se encontram associados à camada de carvão mineral.” Em contato com o ar e a
água, o sulfato de ferro oxida-se e produz ácido sulfúrico, além de outros metais
que, liberados, deixam o pH da água mais baixo. Em estudos realizados pelos
autores, foram detectados em pontos de amostragem de águas, pH abaixo de 3,
quando o pH normal é 7 e o indicado para consumo deve ser entre 6,5 e 9.
Kämpf et al. (2000) destacam que cristais de pirita visíveis na forma de
macrocristais estão normalmente presentes nos folhelhos carbonosos e rejeitos de
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
14
carvão incluídos nos perfis dos solos, constituindo a principal fonte de acidez. Os
sintomas visíveis de sua alteração aparecem inicialmente como eflorescências, na
forma de precipitados pulverulentos esbranquiçados. São formadas por migração de
soluções com íons SO
4
e Fe
2+
a locais de dessecação, com a face exposta do perfil
e nas arestas de fragmentos de carvão, onde precipitam como rozenita F
e
SO
4
.
4H
2
O
(0,687, 0,406, 0,322 e 0,258nm), szomolnoquita F
e
SO
4
.
H
2
O (0,342, 0,337, 0,326,
0,265 e 0,251nm), melanterita F
e
SO
4
.
7H
2
O (0,492 e 0,379nm) e siderotila
F
e
SO
4
.
5H
2
O (0,563, 0,406, 0,322 e 0,258nm). Os valores apresentados entre
parênteses representam ensaios de difratogramas de raios-X realizados pelos
autores.
Krebs (2004), em sua tese de doutorado, lembra que algumas empresas
mineradoras tentam concentrar os rejeitos em apenas um local mas, uma vez
depositado sobre o solo, contamina rios através do contato com o ar e o solo. O
processo poluidor continua enquanto houver material piritoso exposto à oxidação.
Em Santa Catarina, a exploração do carvão data de 1885. A atividade de extração
do carvão também provoca o rebaixamento de terrenos e do lençol freático, além da
poluição da atmosfera e o desmatamento local.
A contaminação por pirita abrange áreas incluídas nas bacias hidrográficas
dos rios Tubarão, Urussanga e Araranguá. O Comitê da bacia do Rio Tubarão e
Complexo Lagunar estão em fases iniciais de funcionamento e o Comitê da Bacia do
Rio Araranguá, ainda em fase de estruturação. O principal objetivo dos Comitês é a
definição de um programa de metas de despoluição, envolvendo população e
instituições.
Percebe-se em determinados locais que as piritas extraídas juntamente ao
minério estão sendo depositadas em rejeitos, antigas pedreiras ou dispostas em
aterros industriais. Neste último caso, pouco ou nada se sabe qual será o
comportamento das camadas de impermeabilização do subsolo destes aterros, visto
que o percolado do material disposto no aterro apresenta baixíssimo pH. Enquanto o
aterro é ocupado, a pirita é exposta ao contato direto a águas de chuvas e ao ar,
fatores que proporcionam as reações necessárias à precipitação do ácido.
Dalotto (2001) pesquisou a área do entorno da região carbonífera de
Siderópolis, estado de Santa Catarina. Este destaca o efeito dominó gerado pela
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
15
presença de ácido sulfúrico, proveniente de reações do ambiente com a pirita.
Afirma que pode haver uma redução ainda maior do pH do meio devido à
solubilização de determinados metais até então fixados no solo, tais como ferro,
manganês, cálcio, magnésio e sódio, fato pelo qual a solução resultante é ainda
muito mais nociva. O autor acima citado ainda disponibiliza uma imagem de rejeitos
da exploração de carvão no local na Figura 2.2.
Atualmente o comprometimento do sistema hidrográfico da bacia carbonífera
de Santa Catarina é estimado em 2/3 de sua extensão, caso das bacias dos rios
Tubarão, Urussanga e Araranguá. Com relação aos padrões de qualidade da água,
as concentrações de poluentes ultrapassam em muito os parâmetros estabelecidos
na legislação ambiental vigente. Além disso, o constante assoreamento dos rios
eleva acentuadamente a turbidez e aumenta os efeitos dos transbordamentos,
causando prejuízos incalculáveis ao setor agrícola. Em alguns trechos, o
assoreamento é tão grave que já não se consegue mais identificar o leito natural do
curso da água. É o caso do rio Sangão, no Município de Criciúma (Milioli et al.,
2002).
Milioli et al. (2002) destaca que na bacia do rio Araranguá, da qual são
contribuintes os rios Sangão e Mãe Luzia, está localizada uma área de 30 mil
hectares de plantio de arroz, uma das atividades essenciais da região. Neste local,
está ocorrendo uma queda de produtividade da ordem de 45% em decorrência da
utilização de águas ácidas no processo de irrigação. Em épocas de precipitação
intensa, os ecossistemas aquáticos do Vale do Araranguá são influenciados pela
atividade mineradora. Morrem grandes quantidades de peixes, afetando 5.000
famílias que têm sua subsistência alicerçada na pesca.
A Figura 2.3 apresenta a forma com que são depositados atualmente os
perigosos rejeitos piritosos de mineração de carvão, com respectivo percolado, de
acordo com Milioli et al. (2002) e Dalotto (2001).
No Rio Grande do Sul, onde se localizam aproximadamente 87% das
reservas brasileiras, os problemas com rejeitos de mineração também são de
expressão. Gaivizzo et al. (2000) destacam que peculiarmente às demais jazidas, as
reservas gaúchas apresentam altos teores de matéria mineral não combustível
associados ao carvão. Os autores ainda destacam a impressionante marca de 30 a
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
16
60% de refugo dentre o material minerado, refugos estes à base de compostos
piritosos e carbonosos, e que são depositados no entorno da área de mineração.
Estes dados comprovam a imensidão de resíduos que representam potencial fonte
de acidez, dispostos no meio ambiente sem o adequado cuidado ou controle.
Figura 2.2 – Rejeitos da mineração de carvão em Santa Catarina (Dalotto, 2001)
Figura 2.3 – Estocagem de rejeitos piritosos e seu percolado (Milioli et al., 2002).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
17
A região carbonífera no Rio Grande do Sul está situada na porção oriental da
formação Rio Bonito, em depósitos localizados em pequenas bacias, cujas camadas
de carvão têm espessuras que não ultrapassam, via de regra, dois metros, situadas
na Depressão Central ou Periférica Gaúcha e concentram importantes reservas do
país (Neves e Chaves, 2000). É formada pelo município de São Jerônimo, Barão do
Triunfo, Charqueadas, Arroio dos Ratos, Butiá, Minas do Leão, General Câmara,
Triunfo e Eldorado do Sul. O mapa da região carbonífera do estado, fornecido pela
Secretaria de Coordenação e Planejamento do estado do Rio Grande do Sul, é
apresentado na Figura 2.4.
Geologicamente caracterizando as jazidas de carvão do Rio Grande do Sul,
tem-se um carvão mineral formado em turfeiras predominantemente subaquáticas,
sendo formada por vegetais pteridofíticos de porte arbustivo e herbáceo associados
a gimnospermas arborescentes e a elementos vegetais relacionados a algas. Tal
ambiente desenvolveu-se em uma bacia intracratônica (Bacia do Paraná) de lenta
subsidência, condicionando a formação de camadas pouco espessas de carvão
associadas a rochas sedimentares predominantemente pelíticas.
De acordo com o Sindicato Nacional da Indústria de Extração de Carvão, a
produção gaúcha no ano de 1995 de carvão vendável correspondeu a 3.908.640
toneladas. Levando-se em conta de que o rejeito é da ordem de 30 a 60% do total
minerado, tem que para esta produção de carvão, foi descartada uma quantidade de
rejeitos de no mínimo 1.675.131 toneladas. A disponibilidade das jazidas de carvão
mineral no estado gaúcho pode ser visualizado na Figura 2.4
O problema da correta destinação de rejeitos da mineração do carvão deveria
ser motivo de preocupação desde sua extração, e não somente quando estes já
estão em processo de formação de águas ácidas. Algumas minas ao redor do
mundo controlam estes rejeitos tão logo minerados, e procuram disponibiliza-los em
locais em que estejam protegidos da ação da umidade e do oxigênio, elementos
essenciais à formação de soluções ácidas. Destaca-se ser muitas vezes menos
custoso (tanto financeiramente quanto em termos de danos ambientais) o processo
de tratamento prévio dos rejeitos piritosos do que estocá-los e desta forma
contaminar o entorno do local de extração.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
18
Figura 2.4 – Região Carnonífera do estado do Rio Grande do Sul (Governo do Estado do Rio Grande
do Sul, 2005).
Conforme Thakur et al. (1992), podem ser adotados eficientes métodos para
evitar a formação de águas ácidas em rejeitos de mineração de carvão. Os autores
salientam que devem ser evitados em meio a estes rejeitos a presença de umidade
e de oxigênio, os quais são os responsáveis diretos pela oxidação de elementos
piritosos. Sugere-se a disposição destes rejeitos em aterros especiais, com liner de
fundo para fins de impermeabilização, evitando desta forma a contaminação das
camadas adjacentes em caso de formação de ácido sulfúrico, bem como liner de
cobertura, o qual objetiva evitar a entrada de água de chuvas em meio aos rejeitos.
Assim sendo, destaca-se como necessária a compactação dos rejeitos com argilas,
fazendo com que desta forma a impermeabilização inicie já entre as camadas, e não
somente no topo e na base do aterro. Tão logo os rejeitos sejam minerados, os
autores sugerem que seja realizado o aterro destes, evitando-se desta forma o
contato destes materiais com águas de chuvas.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
19
Thakur et al. (1992) destacam que outra forma de neutralizar o potencial ácido
de uma camada de rejeitos piritosos é a partir da adição de álcalis e silicatos.
Procede-se a adição de cal à camada de rejeito, ou até mesmo o calcário pode ser
empregado, dependendo do potencial ácido do descarte minerado. A adição de
materiais com fonte de CaCO
3
em quantidades de até 5% em relação à massa de
rejeito, mostrou-se ser adequada. No caso de adição de cal, cimento ou calcário, os
autores destacam que a compactação da camada não necessita ser de grande
controle como nos casos onde o rejeito apenas é misturado e coberto com argila,
podendo haver uma maior permeabilidade da camada, já que uma quantidade de
água que por ventura tenha acesso ao interior da camada de rejeitos levaria consigo
os aditivos a base de CaCO
3
que poderia vir a ser depositado em maior parte no
topo da camada, neutralizando assim formações ácidas através do próprio
percolado, o qual estaria agregando alcalinidade.
Um importante fato relatado é a capacidade de aditivos à base de CaCO
3
em
neutralizar soluções ácidas já formadas. Porém, indica-se que sejam observados
aumentos bruscos de temperatura, formação de gases entre outras reações em
casos em que são adicionados aditivos como os acima citados.
2.2 TRANSPORTE DE CONTAMINANTES EM MEIOS POROSOS
Os fenômenos de transporte em solos podem ser definidos como sendo o
movimento de determinado composto em meio a uma ou mais camadas de solo, em
ambiente saturado ou não. A migração destes compostos é influenciada por vários
fatores, os quais determinam uma maior, menor ou nenhuma movimentação do
composto no solo. O movimento destes compostos não depende apenas do fluxo do
fluido no qual essas substâncias se dissolvem, mas também de mecanismos que por
sua vez dependem de processos físicos, químicos e biológicos aos quais estas
substâncias são submetidas. A compreensão desses mecanismos e a análise e
modelagem numérica do problema, associadas a programas de monitoramento de
campo, permitem a avaliação da migração de determinados compostos no subsolo e
águas subterrâneas.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
20
Breve Histórico
Os estudos sobre os fatores que promovem o transporte de compostos em
solos foram inicialmente determinados por Slichter (1899), o qual foi o primeiro a
reconhecer que o cálculo de transporte advectivo puro, empregando uma velocidade
de infiltração média, não permite descrever a totalidade do transporte de solutos. Na
década de 30, a teoria do fluxo através de meios porosos foi amplamente
desenvolvida na engenharia de petróleo, onde o transporte de solutos era aplicável
principalmente no estudo de intrusão de água marinha em aquíferos terrestres
(Muskat, 1937). O método de análise consistia geralmente num cálculo advectivo, no
qual se supunha que o soluto movia-se com a velocidade média da água
subterrânea, sem ser afetada pelos processos de adsorção, reações cinéticas, etc.
Na década de 50, o problema de transporte, em particular em meios porosos,
foi tema de extensa pesquisa no campo da engenharia química. Assim foi
reconhecido que o transporte advectivo puro não descreve completamente a
dinâmica dos solutos. Para entender as características dos novos fenômenos foram
desenvolvidas teorias estatísticas e de dispersão hidrodinâmica (Scheidegger, 1954;
De Josselin De Jong, 1958; Saffman, 1959), semelhantes a teoria da difusão. Ainda
mais, obtiveram-se expressões que descrevem o processo de adsorção a partir de
estudos em colunas de intercâmbio iônico. Simultaneamente com estes esforços,
iniciou-se o estudo sobre o destino de materiais nucleares no subsolo. Foi então
quando o regime do fluxo subterrâneo foi considerado como um sistema
hidrodinâmico e físico-químico em conjunto, onde alguns aspectos de qualidade de
água se determinam como uma seqüência de processos que ocorrem na trajetória
do fluxo. Nas décadas seguintes este conceito foi aplicado ao estudo da evolução da
qualidade da água subterrânea natural e a problemas de contaminação devido a
materiais não radioativos.
Durante os anos 60, a teoria de advecção-dispersão continuou
desenvolvendo-se com as contribuições de Bear (1961) e outros.
Estudos sobre transporte de massa através de meios porosos foram alvo das
pesquisas de Bear (1972) e Freeze & Cherry (1979), os quais discutem os diferentes
processos envolvidos neste transporte.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
21
Ressalta-se a grande disponibilidade de modelos de cálculo de transporte de
contaminantes nos últimos anos para o caso de fluxo saturado. Na atualidade os
temas de pesquisa concentram-se no estudo de transporte de solutos em meios
fraturados, fluxo em sistemas multifásicos e o transporte de contaminantes em
meios não saturados. Por outro lado, a potência atual dos computadores, capazes
de realizar elevado número de operações em curtíssimo tempo, conjuntamente com
o emprego de técnicas de processamento paralelo, permitem a resolução de
problemas de grande porte que incluem modelos altamente sofisticados definidos
em geometrias tridimensionais que cobrem grandes áreas territoriais.
Conceitos
O transporte de massa possui três fatores principais, quais são: a substância
contaminante, o meio poroso e as condições ambientais.
As características básicas do contaminante que influenciam no transporte
são: densidade, concentração, polaridade, solubilidade, co-solvência, volatilidade,
pressão de vapor, pH, potencial iônico, DBO, DQO, teor e finura de sólidos em
suspensão e a toxidez (Moncada, 2004).
Quanto ao meio poroso por onde ocorrerá o transporte, destacam-se o teor e
tipo de matéria orgânica, a distribuição granulométrica, a mineralogia e teor de finos,
distribuição de vazios, capacidade de troca catiônica e o grau de saturação, como
sendo fatores fundamentais no processo de transporte (Moncada, 2004).
Na Figura 2.5 é apresentado um esquema ilustrativo dos mecanismos de
migração de substâncias contaminantes através de meios porosos.
As condições ambientais que se destacam como fatores que influenciam no
transporte de solutos são as condições climáticas, hidrogeológicas, condições
aeróbia / anaeróbia, microorganismos nativos, temperatura, fator tempo, pressão
atmosférica e o potencial redox.
O transporte de solutos é comandado por mecanismos físicos, químicos e
biológicos, os quais serão abordados a seguir.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
22
Figura 2.5 - Mecanismos associados à migração de contaminantes (Moncada, 2004).
Segundo Chardon e Schoumans (1999), os processos que causam a
retenção ou não de um determinado composto são influenciados por alguns fatores,
quais são pH, força iônica / catiônica, ácidos orgânicos, potencial redox e
temperatura.
Alterações no pH levam a uma grande influência na fase sólida do solo. Um
aumento do pH reduz a carga positiva dos hidróxidos e mobiliza formas aniônicas.
Assim, tem-se que um aumento do pH diminui a solubilidade de substâncias como
os metais pesados, e propicia a solubilização dos mesmos em casos de ambiente
com pH ácido. Um exemplo do contrário é o Fósforo, o qual tem sua solubilização
estimulada em casos de pH alcalino.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
23
Uma baixa força iônica do solo em solução pode ser esperada no caso de
ocorrência de um fluxo preferencial, característico quando um grande volume de
água percola por uma pequena porção do solo (Simard et al., 2000). Fluxo
preferencial pode ser causado no caso das águas das chuvas, as quais possuem
uma força iônica muito baixa comparada à média das forças iônicas das águas
presentes em solução no solo, percolando assim por meio de perfis de solos sem
que haja um equilíbrio com o solo em solução. Este fenômeno pode vir a mobilizar o
material coloidal contido no solo. Este fluxo preferencial também pode ocorrer por
outras causas, como (1) um local com baixa condutividade hidráulica, forçando a
água a percolar por caminhos com condutividade mais elevada, ou (2) por solos que
tem uma alta condutividade hidráulica, atraindo a água de camadas próximas.
• Uma baixa condutividade hidráulica pode ser causada por um solo com
baixa porosidade, ou por matéria orgânica que podem vir a repelir a
água do solo em determinados casos.
• Uma alta condutividade hidráulica é caracterizada por macroporos, (>
100 µm), caso de solos granulares. Um fluxo preferencial através
destes poros ocorre somente em casos de fortes chuvas, onde a
intensidade desta excede a capacidade de infiltração do solo em
questão (Simard et al., 2000).
Ácidos orgânicos se relacionam com sorção, em compostos que se
encontram na forma aniônica, que por exemplo aumentam a mobilidade do Fósforo
no solo. As fontes destes ácidos são raízes de plantas, adubos animais e esgotos
orgânicos.
O ácido cítrico, como o produzido por raízes de plantas deficientes de fósforo,
dissolvem Fe, Al, por exemplo. Porém, o impacto será concentrado apenas ao redor
das raízes das plantas.
Um aumento da temperatura aumenta o número de processos ativos no solo,
quais são: cinética de movimento de íons no interior de agregados (reações lentas),
absorção e desorção / mobilização, mineralização da materia orgânica e dissolução
e precipitação (Chardon e Schoumans, 1999).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
24
A adsorção dos compostos aumenta ou diminui de acordo com a temperatura.
A soma entre a adsorção e a absorção aumentará em muitos dos casos.
Genericamente, a temperatura tem muita influência no transporte de compostos em
meio a camadas de solos, sendo mais ou menos determinante conforme as
características de cada material (Chardon e Schoumans ,1999).
Processos Físicos de Transporte
Transporte por Advecção
Denomina-se de advecção o transporte de contaminantes que ocorre devido
ao fluxo de água no solo. Com o deslocamento da água, os solutos dissolvidos na
mesma se movimentam com uma velocidade que é igual à velocidade média da
água e sem alterar sua concentração na solução. A equação que modela este tipo
de transporte é a equação diferencial do transporte por advecção:
x
C
v
t
C
x
∂
∂
×−=
∂
∂
Equação (2.5)
i
n
k
v
x
×=
Equação
(2.6)
onde, C = concentração do soluto [M/L³], ν
x
= velocidade de percolação [L/T], k=
coeficiente de condutividade hidráulica [L/T], n= porosidade e i= gradiente hidráulico.
Transporte por gradiente de concentração ou Difusão Molecular
O transporte de contaminantes por Difusão Molecular ocorre devido ao
gradiente de concentração existente em um fluido, onde o soluto dissolvido em água
desloca-se de uma área de maior concentração para uma área de menor
concentração. Este fenômeno ocorre independentemente da velocidade do fluxo. A
difusão do soluto é proporcional ao gradiente de concentração, e pode ser expressa
pela primeira lei de Fick,
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
25
x
C
DoF
∂
∂
×−=
Equação (2.7)
onde, F = fluxo de massa de soluto por unidade de área por unidade de tempo; Do=
coeficiente de Difusão [cm²/s]; dC/dx = gradiente de concentração [g/cm³/cm].
O sinal negativo indica que o movimento ocorre das áreas de maior
concentração para as de menor concentração. Para sistemas onde a concentração
varia com o tempo, aplica-se a segunda lei de Fick,
2
2
x
C
Do
t
C
∂
∂
×=
∂
∂
Equação (2.8)
Nos solos, e em geral nos meios porosos, a difusão é menor que em uma
solução livre, isso se deve a tortuosidade das trajetórias de fluxo, e a retenção de
íons e moléculas nas superfícies das partículas. Sendo assim, emprega-se um
coeficiente de Difusão Efetiva, D*:
DoD
×
=
ω
*
Equação (2.9)
onde
ω
=coeficiente de tortuosidade (Bear, 1972).
O coeficiente de tortuosidade
ω
pode ser determinado mediante ensaios de
laboratório. Estimativas destes valores podem ser obtidos a partir da Tabela 2.1.
Valores típicos para Do são apresentados na Tabela 2.2, e valores típicos para D*
na Tabela 2.3.
Vários estudos a respeito do fenômeno de difusão foram realizados pelo
professor Kerry Rowe, o qual publicou em 1988 na Canadian Geotechnical Journal
um artigo denominado Laboratory determination of diffusion and distribution
coefficients of contaminants using undisturbed clayey soil, que concebe um
equipamento desenvolvido com o objetivo de quantificar o fenômeno do transporte
de contaminantes no solo por difusão. Nas últimas décadas, vários trabalhos de
Rowe têm enriquecido o conhecimento em torno do assunto abordado no presente
estudo, principalmente Rowe et al. (1988), Rowe e Booker (1983, 1984, 1985a,
1985b, 1985c, 1986, 1987, 1988), Rowe et al. (1985) e Rowe e Quigley (1986).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
26
Tabela 2.1 – Faixa de valores do coeficiente de tortuosidade do solo.
Solos
Condição de Saturação Valores
ω
ωω
ω
Traçador -
36
Cl
Misturas de areia e bentonita Saturado 0,59 a 0,84
Misturas de areia e bentonita 50%
Saturado 0,08 a 0,12
Misturas de areia e bentonita Saturado 0,04 a 0,49
Traçador - Cl
-
Solo superficial arenoso Não sat 0,21 a 0,35
Areia Não sat 0,025 a 0,29
Solo superficial silto-arenoso Não saturado 0,064 a 0,26
Argila Não sat 0,091 a 0,28
Solo superficial siltoso Não sat 0,031 a 0,57
Solo superficial silto-argiloso Saturado 0,08 a 0,22
Argila siltosa Saturado 0,13 a 0,30
Argila Saturado 0,28 a 0,31
Traçador - Br
-
Solo superficial silto-arenoso Saturado 0,19 a 0,30
Solo superficial arenoso Saturado 0,25 a 0,35
Traçador -
3
H
Mistura de areia e bentonita Saturado 0,33 a 0,70
Mistura de areia e bentonita Saturado 0,01 a 0,22
Fonte: Knop (2004).
Tabela 2.2 – Valores típicos do coeficiente de Difusão (Do):
Substância D
o
(cm
2
/s)
Substância D
o
(cm
2
/s)
HCO
-3
11,8 x 10
-6
OH
-
52,8 x 10
-6
CO
4
-2
10,6 x 10
-6
Cl
-
20,3 x 10
-6
SO
3
-2
9,22 x 10
-6
H
+
93,1 x 10
-6
Fonte: Barone et al. (1988).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
27
Tabela 2.3 – Faixa de valores do coeficiente de difusão efetivo (D*) do solo.
Íon Solo
D*
( x10
-10
m
2
/s)
Referência
Argila siltosa 6,0 a 10,0 Crooks & Quigley, 1984
Tilito argiloso 5,7 a 6,3 Rowe et al., 1988
Tilito argiloso 5,9 a 7,5 Barone et al., 1988
Caulinita 4,7 a 10,6 Shackelford & Daniel, 1991a
Cl
-
Argila esmectítica
4,7 Shackelford & Daniel, 1991a
Tilito argiloso 6,3 a 7,0 Rowe et al., 1988
Tilito argiloso 6,0 a 7,5 Barone et al., 1988
Caulinita 11,7 a 17,7 Shackelford & Daniel, 1991a
K
+
Argila esmectítica
19,5 a 19,6 Shackelford & Daniel, 1991a
Fonte: Knop (2004).
Transporte por Dispersão
Segundo Bear (1972), a mistura mecânica é decorrente da dispersão em
canais individuais, do desenvolvimento de velocidades médias diferentes em canais
diferentes devido às variações das dimensões dos poros ao longo das linhas de
fluxo e do desvio da trajetória das partículas em decorrência da tortuosidade,
reentrâncias e interligações entre os canais, conforme ilustrado na Figura 2.6.
Figura 2.6 – Mecanismos de dispersão ou mistura mecânica, a) Mecanismos de dispersão ou mistura
mecânica, b) dispersão em canais individuais, c) tortuosidade, reentrâncias e interligações (Moncada,
2004).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
28
O espalhamento do contaminante na direção do fluxo da solução é
denominado dispersão longitudinal, já o espalhamento na direção perpendicular ao
fluxo da solução, é denominado dispersão transversal. A partir deste fenômeno são
definidos dois coeficientes:
o Coeficiente de Dispersão mecânica longitudinal
-
α
L
x v
x
o Coeficiente de Dispersão mecânica transversal
-
α
T
x v
x
onde
α
L
e
α
T
,
são o coeficiente de dispersividade longitudinal e transversal,
respectivamente, e são expressos em unidades de comprimento.
Dispersão Hidrodinâmica
Tratando-se de fluxo em meios porosos, o processo de Difusão Molecular não
pode ser separado do processo de Dispersão Mecânica. Os efeitos causados por
estes dois processos definem o coeficiente de Dispersão Hidrodinâmica, Dh,
*
*
DvDh
DvDh
xTT
xLL
+×=
+
×
=
α
α
Equação (2.10)
onde Dh
L
é o coeficiente de dispersão hidrodinâmica longitudinal, e Dh
T
é o
coeficiente de dispersão hidrodinâmica transversal. Ambos são expressos em
unidade de área por tempo [L²/T].
A influência relativa de cada uma destas parcelas na dispersão hidrodinâmica
pode ser obtida a partir do emprego do coeficiente de Peclet, conforme observado
na Figura 2.7. A partir deste coeficiente, é possível determinar qual o processo que
atua com maior intensidade no processo de transorte por dispersão hidrodinâmica
(se a parcela advectiva ou difusiva).
*
D
vd
Pe
×
=
Equação (2.11)
onde:
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
29
d
é o diâmetro médio das partículas de solo;
v
é a velocidade vertical de fluxo;
Domínio
Difusão
Domínio
Advecção
Zona de transição entre o
dominio difusivo e advectivo
(ambos)
Coeficiente de Peclet - Pe
10
-3 -2
10 10
-1
0
10 10
1
2
10
-1
10
10
0
1
10
10
2
d=diâmetro médio das partículas de solo
vL=velocidade vertical de fluxo
D
L
D
o
Figura 2.7 – Tipo de transporte dominante de acordo com o número de Peclet adaptado de Yong
(2001).
Processos Bio-Físico-Químicos
São processos envolvendo interações bio-físico-químicas, muitas das vezes
complexas, de difícil separação em efeitos exclusivos de ordem física, química ou
biológica, que podem propiciar tanto o retardamento ou aceleração do movimento de
uma determinada substância química através da água subterrânea.
Efeitos de Retardamento ou Aceleração
Adsorção / Dessorção
A adsorção é o processo pelo qual o soluto adere às superfícies dos sólidos
devido às forças de atração existentes. Estas forças são decorrentes de cargas
desequilibradas nas superfícies, resultantes de imperfeições ou substituições iônicas
na estrutura cristalina dos minerais (substituição isomórfica) ou de quebra de
ligações nas estruturas moleculares, especialmente nas extremidades (e.g. Freeze &
Cherry, 1979).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
30
A adsorção constitui o mecanismo de retenção mais importante para
moléculas polares e íons. A adsorção por troca iônica é mais lenta que a adsorção
molecular (Voyutsky, 1978). De maneira geral, a primeira camada da substância é
adsorvida por troca iônica e as demais são atraídas por forças de Van der Waals
(Yong et al.,1992).
A adsorção é o principal mecanismo de retenção de metais em solução,
enquanto que é apenas um dos mecanismos de retenção de substâncias orgânicas
(LaGrega et al., 1994). Este processo pode ser reversível, implicando na dessorção
de cátions e ânions em função, por exemplo, de mudanças de pH.
Sorção hidrofóbica
A sorção hidrofóbica é um mecanismo típico de retenção de substâncias
orgânicas (especialmente compostos orgânicos apolares) na matéria orgânica do
solo. É caracterizada pelo processo de partição, i.e. distribuição da substância entre
duas fases (no caso, a solução e a matéria orgânica do solo) por dissolução
exclusivamente (Yong et al., 1992; Hasset & Banwart, 1989; LaGrega et al., 1994;
Yiacoumi & Tien, 1994; Chiou et al., 1979).
A matéria orgânica do solo age como um meio solubilizante para as
substâncias dissolvidas na água, e é funcional e conceitualmente análoga a um
solvente orgânico como octanol, por exemplo (Chiou et al., 1983). Os compostos
orgânicos neutros, por terem mais afinidade com um solvente orgânico, passam da
fase aquosa para a fase orgânica (é solubilizado na fase orgânica). Quanto menos
polar for o composto, maior será a sua tendência a ser particionado na fase
orgânica, também chamada fase hidrofóbica, que é um solvente polar (Mingelgrin &
Gerstl, 1983). Equivalentemente, compostos menos solúveis em água têm maior
tendência a serem sorvidos na matéria orgânica. A partição é diferenciada da
adsorção pela distribuição homogênea do material sorvido ao longo do volume total
da fase hidrofóbica (Chiou, 1989). A partição é quantificada por meio do coeficiente
de partição octanol-água (Kow), que é uma medida da tendência de uma substância
a se dissolver preferencialmente na água ou em um solvente orgânico (octanol). É
determinado misturando-se a substância com octanol e água, dois líquidos
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
31
imiscíveis, em quantidades iguais. O coeficiente é a razão entre as concentrações
no octanol e na água, depois de atingido o equilíbrio (Equação 2.12 ).
K
C
C
ow
octanol
agua
=
Equação (2.12)
Quanto maior for este coeficiente, maior é a tendência da substância a se
dissolver no solvente orgânico. Em outras palavras, este coeficiente é uma medida
do quanto hidrofóbico é o composto (Fetter, 1993).
O coeficiente Kow é correlacionado com o grau de solubilidade na água (Sw)
para muitos compostos orgânicos. Em geral, hidrocarbonetos têm baixa solubilidade
em água e apresentam altos valores de Kow. Substâncias que sofrem ionização ou
que se associam em solução podem apresentar valores não usuais de Kow.
Da mesma maneira, podem-se definir coeficientes de partição no carbono
orgânico (Koc) ou na matéria orgânica do solo (Kom). Como o peso da matéria
orgânica é maior do que o peso do carbono orgânico (segundo um fator aproximado
de 1,724), o coeficiente Koc é maior do que Kom para uma dada substância. Estes
valores são relacionados pela Equação 2.13 (Fetter, 1993). A Tabela 2.4 apresenta
a classificação de compostos hidrofóbicos quanto a sua mobilidade no solo.
K
oc
= 1,724 K
om
Equação (2.13)
Tabela 2.4 - Classificação de compostos hidrofóbicos quanto à sua mobilidade no
solo (Bewick, 1994).
K
oc
classe
0 - 50 muito alta
50 - 150 alta
150 - 500 média
500 - 2000 baixa
2000 - 5000 muito baixa
> 5000 Imóvel
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
32
Precipitação / Dissolução
A precipitação consiste no desprendimento de substâncias inicialmente em
solução, que ocorre quando a sua concentração na solução excede o seu grau de
solubilidade e o excesso sai de solução (precipita). A precipitação é o processo
inverso da dissolução. É um processo reversível, ou seja, se a concentração chegar
a valores menores que o grau de solubilidade, pode ocorrer dissolução da
substância precipitada. Este processo é fortemente afetado pela temperatura e pH.
Pode ocorrer dissolução na água do produto livre ou de formas sólidas de
substâncias, por exemplo, através de lixiviação. Os produtos são mais comumente
cátions ou ânions inorgânicos ou moléculas orgânicas polares ou apolares (LaGrega
et al., 1994). Uma vez que há aumento da concentração do soluto, o seu transporte
é facilitado.
Co-Solvência
Consiste na dissolução de uma substância em mais de um solvente. Ocorre
em geral com substâncias orgânicas como resultado da introdução de certa
quantidade de um solvente orgânico na subsuperfície. A presença de solventes
promove um aumento da interação entre o soluto e o solvente que ocorre
juntamente com a água. A mistura resultante pode aumentar significativamente a
mobilidade de substâncias em comparação com o caso em que o solvente é a água
pura. Em particular, a solubilidade de uma substância orgânica pode aumentar e a
capacidade de sorção do solo pode diminuir.
A introdução de solventes na água na faixa de 20% ou mais em termos de
volume pode aumentar a solubilidade de compostos hidrofóbicos em mais de uma
ordem de grandeza, conforme (LaGrega et al., 1994).
Complexação
A formação de complexos (também denominada complexação ou quelação)
consiste na formação de uma ligação coordenada entre um cátion metálico e um
ânion ou molécula polar, chamado ligante. O arranjo metal-ligante é neutro e é
denominado complexo, no qual os ligantes envolvem o metal (LaGrega et al., 1994;
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
33
Fetter, 1993). A ligação formada pode ser covalente ou eletrostática (Fetter, 1993).
Em geral, os complexos formados com ligantes inorgânicos são mais fracos que os
formados com ligantes orgânicos (Yong et al., 1992).
A complexação aumenta a mobilidade potencial de um metal, pois o complexo
formado é mais solúvel que o cátion metálico, além de o complexo envolver o que
seriam íons metálicos livres, diminuindo assim as oportunidades de adsorção e
precipitação destes íons (LaGrega et al., 1994).
Ionização
Ácidos orgânicos podem doar elétrons em soluções aquosas, tornando-se
ânions, o que aumenta significativamente a sua mobilidade na água (LaGrega et al.,
1994).
Ácidos e bases fracas, muitas vezes, têm constantes de dissociação que
afetam profundamente o seu grau de ionização dentro da faixa normal de variação
do pH dos solos, fazendo necessário considerar as características de sorção das
formas ionizada e não ionizada (Bewick, 1994).
Filtração
Além de substâncias dissolvidas, a água subterrânea contaminada muitas
vezes contém partículas em suspensão, que podem ser o próprio poluente, como
bactérias ou pó pouco solúvel, ou conter substâncias poluentes sorvidas, como no
caso de metais ou compostos orgânicos sorvidos em grãos de argila ou matéria
orgânica coloidal (Domenico & Schwartz, 1991).
As partículas de maior interesse para o estudo do transporte são as que estão
na faixa de dimensões de colóides (diâmetros equivalentes entre 10
-9
e 10
-6
m), por
possuírem maior mobilidade através da malha de poros do solo. As dimensões das
partículas em soluções coloidais são consideravelmente maiores que as dimensões
de moléculas em soluções verdadeiras (Voyutsky, 1978).
Quando a água, ao se infiltrar no solo, já contém partículas em suspensão,
parte do material suspenso fica retido na superfície, pois as partículas maiores que a
abertura dos poros não conseguem penetrar no solo (Domenico & Schwartz, 1991).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
34
Forma-se assim uma membrana de alta resistividade, que dificulta tanto a
percolação quanto a entrada de partículas finas no solo (Kovács et al., 1981). Este
fenômeno está esquematizado na Figura 2.8a.
As partículas que conseguem penetrar transportadas pela água infiltrante
podem ser retidas ao longo da trajetória de fluxo no interior do meio poroso, como
está ilustrado na Figura 2.8b.
Figura 2.8 – Efeitos de filtração ou processos que limitam a migração de partículas, a) formação de
membrana superficial, b) retenção no interior da malha de poros
Efeitos de Degradação ou Decaimento
Óxido / Redução
As reações de oxidação e redução (ou reações redox) resultam na mudança
da valência dos elementos envolvidos através de ganho ou perda de elétrons. A
reação que resulta na perda de elétrons é chamada oxidação; o ganho de elétrons é
definido como redução. Toda oxidação é acompanhada de uma redução e vice-
versa, de maneira que o equilíbrio é sempre mantido.
No meio ambiente, tais reações podem ser controladas por microorganismos
que não participam da reação, mas agem como catalisadores. Estes
microorganismos obtêm energia através da oxidação de compostos orgânicos,
hidrogênio ou formas reduzidas inorgânicas de ferro, nitrogênio e enxofre. Para que
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
35
estas reações ocorram, são necessários receptadores de elétrons, que em
condições aeróbias pode ser o oxigênio, enquanto que, em condições anaeróbias,
são nitratos, sulfatos e dióxido de carbono (Fetter, 1993; Freeze & Cherry, 1979).
Hidrólise
A hidrólise é definida como a reação da substância com moléculas de água. É
freqüentemente descrita como sendo uma troca de um grupo aniônico X da
substância por uma hidroxila (OH–), resultando na decomposição da substância.
Esta reação é representada da seguinte maneira (Equação 2.14):
RX + HOH
→
ROH + HX Equação (2.14)
Para a maioria das substâncias, a hidrólise tem um efeito relativamente
insignificante em comparação com outros que transformam substâncias orgânicas.
Porém, para substâncias orgânicas cloradas, que não são prontamente
transformadas pela biodegradação, a hidrólise pode ter importância. A hidrólise de
substâncias orgânicas cloradas envolve a troca de um grupo aniônico X pela
hidroxila em um átomo de carbono.
Metabolização
A metabolização decorre da degradação biológica (ou biodegradação), que
consiste na transformação de moléculas orgânicas em outras menores, como
conseqüência da atividade metabólica de microorganismos presentes no solo. A
energia necessária para o seu metabolismo é suprida pela degradação de
substâncias ricas em energia, transformando-as em metabolitos de menor energia e,
por fim, em CO
2
e H
2
O (Matthess, 1994). As reações envolvidas no processo
incluem oxidação, redução, desalogenação, hidrólise e clivagem de anel, entre
outras (Fetter, 1993; Kuhn & Suflita, 1989; LaGrega et al., 1994).
Quando os microorganismos requerem oxigênio para o seu metabolismo, a
biodegradação é dita aeróbia; do contrário, é chamada anaeróbia. No subsolo, é de
se esperar que os processos anaeróbios sejam predominantes, pois a água
subterrânea está isolada da atmosfera, de maneira que o oxigênio consumido em
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
36
reações hidroquímicas e bioquímicas é reposto de forma muito lenta (Freeze &
Cherry, 1979; LaGrega et al., 1994).
Volatilização
A volatilização é um processo de difusão pelo qual uma substância passa da sua
fase líquida ou sólida para a gasosa, onde sua concentração é inicialmente baixa.
Entretanto, ao contrário da difusão em uma única fase, onde a concentração tende a
se uniformizar ao longo de toda a fase, no solo, que consiste de pelo menos três
fases (sólida, líquida e gasosa), o equilíbrio é usualmente alcançado com
concentrações diferentes em cada fase.
A quantidade da substância que passa para a fase gasosa depende da sua
pressão de vapor, que é uma propriedade física característica. A volatilização ocorre
continuamente até que a pressão parcial da mesma nesta fase seja igual à sua
pressão de vapor. A pressão de vapor de uma substância pura é uma propriedade
intrínseca relacionada com as forças coesivas entre as suas moléculas, sendo então
função apenas da temperatura.
A volatilização de uma substância a partir da água ou do solo pode ser
estimada com base na lei de Henry, que determina que, na condição de equilíbrio,
existe uma relação linear entre a pressão parcial da mesma na fase gasosa
imediatamente acima do líquido e a sua fração molar dissolvida no líquido, dada pela
Equação 2.15 (Yong et al., 1992; Fetter, 1993).
H
P
X
i
i
i
=
Equação (2.15)
onde,
Pi = pressão parcial da substância (geralmente expressa em atm);
Xi = fração molar da substância na fase líquida (mol / m
3
de água);
Hi = constante de Henry (atm / mol / m
3
de água).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
37
A lei de Henry é válida quando a substância é pouco solúvel, a fase gasosa
pode ser considerada ideal, a substância não reage com o solvente ou com outras
substâncias dissolvidas. A constante de proporcionalidade da lei de Henry pode
também ser expressa como um coeficiente de partição ar-água (Yong et al., 1992;
Fetter, 1993), descrita na Equação 2.16.
H
C
C
i
v
a
=
Equação (2.16)
onde:
Cv = concentração da substância na fase de vapor;
Ca = concentração da substância na fase líquida.
A constante de Henry é função da temperatura.
Sorção
Os processos de interação entre solo e o contaminante que merecem maior
atenção são os que resultam na acumulação deste no solo, pela sua transferência
do fluido para a fase sólida, onde fica retido. A retenção de substâncias é referida
genericamente como sorção, termo que não leva em consideração a natureza do
processo (Hasset & Banwart, 1989).
Naturalmente, a habilidade do solo em reter substâncias é limitada. Assim
sendo, se a fonte de contaminação tiver alimentação contínua, a taxa de retenção
tende a diminuir com o tempo, podendo chegar a se anular. Neste ponto, diz-se que
o solo atingiu sua capacidade de retenção. A quantidade da substância que
permanece dissolvida na água percolante aumenta à medida que a quantidade
acumulada no solo se aproxima da sua capacidade de retenção (Yong et al., 1992).
A transferência da substância para a fase sólida durante o fluxo provoca
redução da velocidade da frente de contaminação em relação à velocidade do fluido,
resultando em um fenômeno denominado retardamento da frente de contaminação.
Isto é ilustrado simplificadamente na curva breakthrough da Figura 2.9.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
38
A grandeza que quantifica este fenômeno é o fator de retardamento, R, que é
a razão entre a velocidade do fluido percolante e a velocidade da frente de
contaminação. O fator de retardamento pode ser obtido a partir de Ensaios de
Coluna.
O fator de retardamento é usado para avaliar a capacidade de retenção do
solo; é uma característica do solo em relação a uma determinada substância e
depende da atividade do solo, da concentração inicial da substância na solução
contaminada, do pH da solução, da temperatura e da velocidade de percolação,
entre outros fatores.
sem retardamento com retardamento
Figura 2.9 – Curva Breakthrough (Moncada, 2004).
Equação do Transporte de Massa Unidimensional através de Meios Porosos
Saturados
Adotando-se o modelo da advecção – dispersão hidrodinâmica, sem considerar os
fenômenos bioquímicos e de decaimento, a equação que descreve o transporte de
substâncias dissolvidas no meio poroso é a equação de advecção/dispersão
hidrodinâmica incluindo os efeitos dos processos de retardamento. A Equação 2.17
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
39
se aplica para o transporte em solo saturado, homogêneo, em condição de fluxo
permanente, para o caso unidimensional.
R
v
v
R
D
D
com
x
C
v
x
C
D
t
C
ou
x
C
v
x
C
D
t
C
R
x
xh
xh
xh
==
∂
∂
−
∂
∂
=
∂
∂
∂
∂
−
∂
∂
=
∂
∂
','
''
2
2
2
2
Equação (2.17)
onde R é o fator de retardamento;
x
v'
é apresentado na Equação 2.6. Na obtenção
da Equação 2.17 foram assumidas as seguintes hipóteses,
o a lei de Darcy é valida,
o meio poroso homogêneo, isotrópico e saturado,
o a porosidade e a condutividade hidráulica são constantes com o
tempo,
o fluxo permanente,
o contaminantes solúveis em água,
o a densidade e a viscosidade da solução permanecem constantes ao
longo do tempo.
A solução da Equação 2.17 depende das condições iniciais e de contorno.
Para as condições mostradas na Figura 2.10, a solução foi apresentada por Ogata e
Banks em 1961.
( ) ( )
+
×
+
−
=
tD
tvx
erfc
D
xv
tD
tvx
erfc
C
C
h
x
h
x
h
x
'2
'
'
'
exp
'2
'
2
1
0
Equação (2.18)
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
40
onde que erfc representa a função erro complementar (valor tabelado em Freeze &
Cherry, 1979); x é a distância ao longo da trajetória de fluxo; e
x
v'
é a velocidade
linear aparente média da solução.
A partir de VanGulck (2006), destaca-se alguns comentários sobre a solução
de Ogata-Banks:
o Não considera os fenômenos biológicos do tipo biodegradação;
o É um das soluções mais empregadas e consistentes na determinação dos
valores referentes a transporte difusivo e advectivo em perfis 1-D;
o Ogata-Banks propiciam uma solução analítica para a Equação 2.18, onde erfc
é uma função de erro facilmente programada no Excel, ficando a equação
facilmente determinada a partir de uma planilha eletrônica;
Figura 2.10 – Transporte 1D com fluxo permanente e solo homogêneo saturado (Ogata e Banks,
1961).
Na Figura 2.11 é apresentada a solução gráfica de Ogata e Banks para a
equação diferencial de advecção-dispersão, considerando uma profundidade infinita
e uma fonte constante de contaminação na superfície; onde:
C/Co: concentração relativa de contaminação [adimensional];
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
41
D: Coeficiente de difusão [m²/ano];
ν
: ground water velocity – velocidade de fluxo; v = va/n;
v
a
: velocidade de fluxo vertical (Darcy) [m/ano];
n: porosidade [adimensional];
z: profundidade de interesse [m];
t: tempo de interesse [anos];
Rowe et al. (1995) destacam que a solução de Ogata e Banks é a melhor
solução analítica encontrada na literatura, e destacam as considerações e premissas
assumidas pela solução, conforme já citado anteriormente por VanGulck (2006).
Figura 2.11 – Solução gráfica de Ogata e Banks para a equação de advecção-dispersão para um
depósito infinitamente profundo e superfície com fonte constante de contaminação (Rowe et al, 1995).
Determinação dos parâmetros
Para poder aplicar a equação de transporte apresentada, é necessário definir os
parâmetros necessários.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
42
Determinação do coeficiente de Difusão Molecular Efetiva (D*)
Em geral, os métodos utilizados para medir o coeficiente de Difusão Efetiva
podem ser agrupados em duas categorias, os que utilizam o regime permanente e
os que utilizam o regime transiente, correspondendo esta classificação ao tipo de
equação de transporte utilizada na análise dos dados para determinar D*. A seguir,
são apresentadas algumas das metodologias existentes, indicando para cada uma,
o procedimento utilizado, as vantagens e desvantagens.
Método de Regime Permanente
Procedimento
A amostra de solo é colocada entre dois reservatórios (um reservatório fonte,
com a solução contaminada, e um reservatório de coleta), gerando um gradiente de
concentração através da amostra (∆C) (Figura 2.12);
o Medir o comprimento (L), a área transversal (A) e a porosidade (n) da
amostra;
o Medir a variação de massa das espécies químicas, em ambos reservatórios,
com o tempo. ∆m e ∆t;
Calcular D* como,
t
m
CAn
L
D
∆
∆
×
∆××
−=*
Equação (2.19)
Vantagens
o D* pode ser determinado sem conhecer o fator de retardamento R.
Desvantagens
o O tempo requerido para estabelecer a condição de regime permanente
pode ser excessivo;
o Para manter constante o gradiente de concentração (∆C), a massa das
espécies químicas deve ser reabastecida no reservatório fonte, e
continuamente removida no reservatório de coleta.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
43
Figura 2.12 – Método do Regime Permanente (Shackelford, 1991).
Método do Time-Lag
Procedimento
o A amostra de solo é colocada entre dois reservatórios.
o Manter a concentração C1 constante e a C2 igual a zero (ver Figura 2.12)
o Medir Qt, ou seja, a quantidade total de substância difundida por área de
seção em função do tempo.
o Plotar Qt em função do tempo para obter T
L
(Figura 2.13)
o Calcular D* como,
L
T
LR
D
×
×
=
6
*
2
Equação (2.20)
Vantagens
o É necessário um controle menor das condições de ensaio que no método
do regime permanente. O regime permanente deve ser atingido, mas não
mantido.
Desvantagens
o Precisa conhecer o fator de retardamento R.
o O tempo requerido para obter a condição de regime permanente pode ser
excessivo.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
44
Figura 2.13 – Método para obter T
L
(Shackelford, 1991)
Vários métodos transientes têm sido utilizados para determinar o coeficiente
de difusão efetiva D*. Estes métodos podem ser divididos em três categorias: 1)
Método da Coluna, 2) Método da Meia Célula (Half-cell Method) e 3) Método do
Reservatório. A seguir será descrito o Método da Coluna com fonte de concentração
constante (Figura 2.14), que será o método empregado nesta tese, podendo os
outros ser consultados em Shackelford (1991).
Figura 2.14 – Método de Coluna com concentração constante (Shackelford, 1991)
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
45
Método de Coluna – Fonte de concentração constante
Procedimento
o Medir o comprimento (L), a área transversal (A) e a porosidade (n) da
amostra;
o A condição de fluxo em regime permanente deve ser estabelecida;
o Depois de atingida a condição de regime permanente, a solução no
reservatório de entrada (em geral, água) deve ser trocada pela solução de
interesse;
o A concentração e o volume percolado são medidos no decorrer do ensaio;
o Plotar os valores de concentração relativa (C/Co) versus volume de poros
percolado (V/Vv) ou a curva breakthrough;
o Calcular Dh ajustando a solução teórica de Ogata (1970) aos dados
experimentais, e:
x
vDhD
×
−
=
α
*
Equação (2.21)
Vantagens
o O método é aplicável quando existe um componente advectivo do fluxo
(
x
v
), situação similar à existente em campo.
o É um método que vem sendo usado há bastante tempo.
Desvantagens
o Se a velocidade de percolação não é pequena, o coeficiente D* deve ser
separado do coeficiente Dh.
o Se a velocidade de percolação é baixa, a duração do ensaio pode ser
excessiva.
Uma variante para calcular o coeficiente Dh, no Ensaio de Coluna é
apresentada por Azevedo et al. (2002), quando o segundo membro da solução de
Ogata & Banks pode ser desprezado, ficando a solução simplificada,
(
)
−
=
tD
tvx
erfc
C
C
x
'2
'
2
1
0
Equação (2.22)
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
46
Figura 2.15 – Curvas de breakthrough, quando D*<<Dh (Shackelford, 1991)
Figura 2.16 – Curvas de breakthrough, quando D*=Dh (Shackelford, 1991)
De acordo com Ogata e Banks, o segundo termo pode ser desprezado com
um erro menor que 5 % quando
x
v
/Dh for maior que 135 e com erro menor que 3%
quando
x
v
/Dh for maior que 500.
Em outras palavras, o segundo termo pode ser desprezado quando o
transporte é predominantemente advectivo.
Para esta situação de transporte advectivo, é possível obter o valor de Dh da
curva característica de transporte ou curva de breakthrough, se a tangente, b, da
curva experimental C/Co vs V/Vv no ponto C/Co=0,5 é conhecida usando a equação
2.23.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
47
22
4
bR
Lv
Dh
x
×××
×
=
π
Equação (2.23)
Quando não é possível desprezar o segundo termo da solução de Ogata, ou
seja, quando o transporte não é puramente advectivo, é possível calcular o valor de
D* pela seguinte equação sugerida por Shackelford (1994),
××
×
=
tRD
LR
erfc
C
C
*2
0
Equação (2.24)
considerando que para x=L, v’x=0.
Shackelfodd & Daniel (1991) concluíram ser desprezível o efeito do teor de
umidade, grau de compactação e mineralogia sobre o valor de D* calculado para
contaminantes inorgânicos. O valor de D* depende muito mais dos fatores físico-
químicos da solução.
Pode-se vislumbrar a partir do formato da curva breakthrough quais os
mecanismos de transporte de contaminantes mais significantes, conforme Figuras
2.17 e 2.18.
Alimentação contínua com
soluto com concentração C
Direção do fluxo
C/C
o
t
t
1
C/C
o
t
t
2
Adveção
Ponto de medidas de C (t)
Advecção +
atenuação
C/C
o
t
t
3
Adveção
+
Dispersão
C/C
o
t
t
4
Adveção
+
Dispersão
+
Atenuação
t
3
<t
1
<t
2
Figura 2.17 – Variação C/Co versus tempo, considerando os fenômenos de transporte.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
48
Figura 2.18 – Curvas representativas das linhas de frente, comparando os processos de transporte:
advecção e dispersão hidrodinâmica com sorção e biodegradação (Cordazzo, 2000).
Fator de Retardamento (R)
Este coeficiente pode ser determinado por Ensaios de Coluna ou mediante Ensaios
de Equilíbrio em Lote. Em geral é preferível o ensaio de Coluna, porque permite ter
condições similares de densidade e de porosidade do solo mais similares às
condições de campo.
A determinação do valor de R pode ser feita diretamente a partir da curva
característica de transporte ou Curva breakthrough. Segundo Shackelford (1994) de
acordo com o tipo de transporte predominante, varia o procedimento para obter R.
Um parâmetro que ajuda na determinação do tipo de transporte predominante
é o número de Peclet (Pe), definido para o ensaio de coluna como,
Dh
Lv
Pe
x
=
Equação (2.25)
onde L é a altura ou comprimento da coluna de solo.
Para números de Peclet maiores ou iguais a 5, ou seja, fluxo
predominantemente advectivo, o fator de retardamento é dado pela seguinte
Equação 2.26.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
49
(
)
Vv
CCV
R
0
5,0
=
=
Equação (2.26)
ou seja, o valor de R será igual ao valor de Vv quando C/Co for igual a 0,5 (Figura
2.19).
Com velocidades baixas de fluxo, ou domínio do transporte por difusão, R não
é igual a V/Vv para C/Co=0,5, como mostra Shackelford (1994). Nestes casos o fator
de retardamento é igual à área sobre a curva característica de transporte, entre
C/Co=0 a C/Co=1, como está indicado na Figura 2.20.
O primeiro método eqüivale a calcular o fator de retardamento considerando
só o primeiro termo da solução de Ogata & Banks. O segundo método eqüivale a
calculá-lo considerando a solução completa.
Figura 2.19 – Determinação do fator de retardamento (R), para Pe > 5.
Figura 2.20 – Determinação do fator de retardamento R, para Pe < 5 (Shackelford, 1994).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
50
Coeficiente de Dispersividade (
α
)
Utilizando a relação entre a difusão, e a dispersão mecânica,
*DvDh
x
+
×
=
α
Equação (2.27)
é possível obter os valores do coeficiente de dispersividade (
α
) e de Difusão
molecular (D*), a partir de ensaios de Coluna.
Segundo Fontoura et al. (1987), para isto é necessário executar ensaios com
diferentes valores de gradientes hidráulicos e, por regressão linear, determinar os
coeficientes (Figura 2.21).
Figura 2.21 – Relação entre Dh e a velocidade média (Fontoura et al., 1987).
Coeficiente de Distribuição (kd)
O coeficiente de distribuição (k
d
) pode ser definido como sendo uma medida
da afinidade do contaminante com um determinado solo. Considerando-se uma
relação linear entre a massa absorvida por unidade de massa de sólidos e a
concentração da substância que permanece em solução em casos de fonte não
constante de contaminação, depois de atingido o equilíbrio, estando o solo saturado,
tem-se (Equação 2.28):
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
51
n
Gs
R
kd
1
−
=
Equação (2.28)
onde:
R = fator de retardamento;
Gs = massa específica aparente seca do solo;
n = porosidade;
2.3 BARREIRAS REATIVAS E DE CONTENÇÃO DE CONTAMINANTES –
LINERS
2.3.1 Definições e Aplicações
Neste item da tese, pretende-se reunir um número considerável de
informações sobre barreiras de contenção de percolados, ou liners, fator este
necessário ao entendimento do comportamento destes quando em contato direto
com o líquido percolante em estudo nesta tese.
No Brasil, já há algum tempo existem leis e órgãos responsáveis pela
regulamentação do uso e construção de aterros, os quais podem ser do tipo
industrial, para resíduos perigosos ou inertes, e os sanitários, também denominados
de municipais, para a contenção de resíduos sólidos domiciliares.
A execução destes aterros necessita que a camada de base proteja o subsolo
da ação dos líquidos percolados provenientes do interior da massa de resíduos. O
nível de eficiência desta camada de impermeabilização deve ser tanto maior quanto
maior for a periculosidade ambiental do resíduo a ser disposto.
Este fato faz com que seja de grande importância um correto projeto e
entendimento do comportamento desta camada de impermeabilização frente ao
contato direto com o contaminante em questão.
Um liner pode ser definido como sendo uma camada de um determinado
material ou materiais que servem como barreira horizontal impermeável, utilizado
com o objetivo de minimizar a infiltração de água para dentro de resíduos
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
52
previamente dispostos (liners de cobertura ou cover liners) ou para controlar a
liberação de efluente líquido do resíduo (liners de fundo ou bottom liners). Para que
seja alcançada a eficiência, o liner deverá apresentar baixa condutividade hidráulica
por longos períodos de tempo. Esta condutividade hidráulica deverá ser
suficientemente baixa, fato este que muitas vezes se torna um problema. Além
disso, espera-se que o liner reduza a movimentação do efluente líquido gerado,
agindo como um filtro químico, absorvendo ou atenuando certos compostos, e que
também atenda a outras funções a que for solicitado (Kalteziotis et al, 1994).
Segundo Daniel (1993), existem três tipos de liners, quais são: liners naturais
de argila, liners de argila compactada e liners de argila com geossintéticos, os GCL
(Geosynthetic clay liners).
Os liners naturais de argila são formações naturais de baixa condutividade
hidráulica de solos com grande parcela de argila, onde o resíduo pode ser enterrado
ou disposto sobre a camada. O maior problema deste tipo de liner é a condutividade
hidráulica, que deve ser entre 1x10
-8
e 1x10
-9
m/s. Para que funcionem efetivamente,
a camada de solo deverá ser contínua e sem imperfeições como fissuras e buracos.
A condutividade hidráulica destas camadas deverá ser estudada através da
combinação de testes de campo e de laboratório em amostras indeformadas (Daniel
et al, 1984). Normalmente, recomenda-se a utilização de outros tipos de liners em
função da dificuldade de avaliação da uniformidade da condutividade hidráulica em
toda a camada de solo argiloso.
Os liners de argila compactada são construídos inicialmente com solo natural,
apesar de haver relatos na literatura da combinação deste com vários outros
materiais, tais como rejeitos da mineração de carvão, cinzas de carvão, cimento, cal
e até mesmo adição de fibras. Por último, os GCLs, ou liners com geossintéticos
consistem em uma fina camada de argila expansiva entre dois geotêxteis ou colada
a uma geomembrana. Existem vários tipos de GCLs que podem ser encontrados
comercialmente, e outros que podem vir a ser construídos em campo, utilizando-se
geossintéticos alternados com camadas de argila compactada (Heineck, 2002).
Deve-se destacar que existem ainda os liners de cobertura, ou cover liners,
ou como parte dos chamados cover systems (vários elementos que formam um
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
53
sistema de contenção) que servem para confinar o material contaminado do
ambiente superficial e controlar o movimento de líquidos e gases.
Os liners de cobertura devem ter seus princípios básicos corretamente
entendidos pelo projetista deste, segundo Daniel & Koerner (1993), pois os mesmos
não podem ser generalizados para todos os tipos de resíduos e aterros. Estes
sistemas de cobertura deverão cumprir pelo menos uma das funções a seguir:
o separar os resíduos de plantas e animais;
o limitar a infiltração da precipitação para o interior do aterro;
o controlar a emissão de gases do aterro.
O projeto do sistema de cobertura é fortemente influenciado por fatores
ambientais, que segundo Daniel & Koerner (1993), incluem:
o exposição a temperaturas extremas, inclusive a grandes profundidades;
o ciclos de molhagem e secagem;
o penetração de raízes de plantas, vermes, insetos e animais;
o recalques diferenciais causados pelo adensamento do resíduo ou do solo
de fundação do aterro;
o carregamentos temporários ou permanentes (ex: armazenamento de
materiais ou de solo);
o escorregamento dos taludes do sistema de cobertura;
o movimento de veículos;
o erosão causada pela chuva e pelo vento;
o permanentes mudanças de umidade causadas pela movimentação da
água para dentro ou para fora da massa de resíduos;
o alterações causadas pela volatilização do gás emitido pela massa de
resíduos.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
54
A maioria dos sistemas de cobertura é composta por múltiplos componentes,
que podem ser agrupados em cinco categorias: camada superficial, camada de
proteção, camada de drenagem, barreira impermeável e camada coletora de gases,
sendo que um sistema de cobertura poderá não utilizar todos os componentes
listados anteriormente, dependendo do tipo de resíduo.
O projeto dos liners de cobertura, bem como a utilização ou não de todos os
componentes de um sistema de cobertura depende do tipo de resíduo a ser isolado.
Para resíduos perigosos, a EPA (1992) preconiza a utilização de um liner compósito
com geossintéticos, onde a camada compactada deve ter uma condutividade
hidráulica de no máximo 10
-9
m/s. Para materiais não perigosos, como os resíduos
sólidos municipais, as normas especificam somente uma barreira à infiltração, não
especificando o uso obrigatório de geossintéticos associados à camada de argila.
Além disso, neste caso a camada de argila poderá apresentar uma condutividade
hidráulica de até 10
-7
m/s (Austin, 1992; Daniel & Koerner, 1995; Heineck, 2002).
Segundo Landreth (1990), o resíduo e o local em que o mesmo será
depositado, devem ser caracterizados visto que o recalque da cobertura e da
camada de base dependem de como a massa de resíduo consolida ou colapsa e de
seu peso respectivamente, podendo ser de maneira uniforme ou não. Este fato vem
a corroborar a intenção desta tese em analisar a compressibilidade de liners
submetidos ao contato direto com agentes quimicamente agressivos, fato este que
pode majorar os recalques do liner de fundo, sendo o recalque final a soma entre o
recalque devido ao peso do resíduo e os recalques devido às reações químicas
entre o liner e o líquido percolado do resíduo.
Conforme USACE (1995), reações químicas entre os materiais que compõem
o liner e os resíduos dispostos neste, devem ser previamente analisadas. As
incompatibilidades químicas entre os compostos do liner e do resíduo já foram
motivos de estudos anteriores, principalmente pela possível formação de gases, e
hoje em dia, cuidados especiais a respeito disso já passam a ser tomados.
Alguns antigos aterros, os quais receberam deposição resíduos ditos
perigosos no passado, ou mesmo os aterros municipais, que recebem rejeitos
domésticos, são exemplos da importância da verificação da compatibilidade química
entre os compostos. Exemplos fornecidos pelo autor destacam a incompatibilidade
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
55
constatada entre solventes a base de alifáticos clorados e o alumínio, já que este
contato forma gás clorídrico hidrogenado, o que gera risco de contaminação do ar no
entorno do aterro ou até mesmo explosão em caso de falta de drenos específicos
(USACE, 1995).
Um importante fator destacado pelo USACE (1995) é quanto a presença de
água no interior da massa de resíduos, já que muitas das reações químicas são
estimuladas pela presença da água. Outros fatores que devem ser considerados são
fatores biológicos, que podem acelerar ou até mesmo estimular reações químicas
em meio à camada de resíduos, reações estas muitas vezes não consideradas no
projeto do liner de fundo. Os autores ainda destacam que os fatores que podem
estimular as reações são basicamente o pH, temperatura, umidade, condições
atmosféricas, características dos resíduos e sua idade, presença de água e a
disponibilidade de nutrientes, os quais vão estimular as reações biológicas.
O material sólido disposto em um aterro pode variar seu pH com o tempo,
dependendo das suas características e do meio. Resíduos urbanos possuem um pH
médio entre 5 e 9, os quais são função principalmente das reações biológicas que
ocorrem com a degradação destes (USACE, 1995).
Em casos onde há formação de gases, o pH também sofre variação. As
águas que percolam por este resíduo consequentemente incorporam esta variação
de pH, o que pode vir a comprometer as camadas subjacentes.
Durante as primeiras fases da vida do aterro de resíduos, decréscimos do pH
por reações biológicas podem vir a comprometer a eficácia do liner de fundo, já que
uma redução do pH gera um ambiente que estimula a solubilização de metais
pesados (USACE, 1995).
Segundo Kashir & Yanful (2000), as águas ácidas provenientes de percolados
de rejeitos de minas são em muito prejudiciais aos humanos e a qualquer tipo de
plantas, e devem ser contidas, evitadas ou se possível, tratadas. Para a contenção
ou controle da propagação destas águas em meio ao solo, os autores destacam que
o emprego de barreiras verticais de contenção do tipo slurry walls podem vir a ser
utilizados.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
56
A remediação de locais contaminados por águas ácidas através do emprego
de barreiras reativas foi primeiramente documentado no início dos anos 80, com o
objetivo de diminuir o impacto ambiental a jusante das minas. Durante a última
década, muitas pesquisas e grupos ambientalistas tiveram a possibilidade de avaliar
os impacto gerado pelas mineradoras, principalmente de carvão mineral. Muitas das
pesquisas em desenvolvimento nos nossos dias têm buscado um tratamento
adequado às águas ácidas provenientes de minas, por meio da extração superficial
de percolado ou por barreiras reativas (Gazea et al., 1996).
Uma das alternativas para diminuir o impacto ambiental a jusante do ponto de
contaminação por águas ácidas é prover mudanças químicas na água, visto que a
acidez estimula a solubilidade de metais. Mesmo não havendo uma contaminação
por metais, apenas acidez, os níveis de ferro por exemplo, podem causar morte de
certos organismos, isso tanto de forma aguda quanto crônica (Gazea et al., 1996).
Um dos interessantes meios pesquisados para neutralizar a acidez das águas
das minas foi o emprego de barreiras de contenção reativas, que empregam cal na
sua composição, visto a alcalinidade desta. Desta forma, é possível estabilizar o pH
das águas e diminuir desta forma a solubilidade de metais, porém deve haver o
monitoramento da concentração de CaO a jusante (Gazea et al., 1996).
A importância do pH na mobilidade de contaminantes em meio a camadas de
solo é observada na Figura 2.22, onde percebe-se a grande faixa de variação da
solubilidade de metais frente a variação do pH. Na Figura 2.23, é apresentada a
variação da solubilidade de sulfatos de metais versus pH, onde se observa a
diminuição da solubilidade de metais com o aumento do pH. É considerada
importante tal figura porque a percolação de águas ácidas com presença de enxofre
pode desencadear reações com os metais presentes no solo, formando os sulfatos.
A efetividade do tratamento de águas ácidas com barreiras reativas com
incorporação de cal é reduzida nos casos onde o influente contém quantidades
consideráveis de ferro. Isso porquê a cal é rapidamente envolvida por precipitados
de hidróxido de ferro, cessando desta forma a fonte potencial de alcalinidade (Gazea
et al., 1996).
A intenção de gerar alcalinidade no meio através de tratamentos com
sistemas anaeróbios com cal teve recentemente adquirido a atenção de
pesquisadores ligados à área mineradora. Estão sendo desenvolvidos sistemas de
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
57
barreiras e de drenagem destinadas ao pré-tratamento de águas ácidas de minas,
por meio do emprego da cal aos materiais componentes.
Partindo para uma visão mais direcionada aos fenônemos de transporte, os
parágrafos a seguir fazem um resumo do conhecimento de alguns autores,
principalmente Rowe et at. (1995).
As mais tradicionais e antigas formas de se conter os percolados
provenientes de resíduo consiste na disposição destes no interior de depósitos
argilosos, visto a baixa condutividade hidráulica do meio. Assim, a camada argilosa
passa a ser uma espessa barreira entre o resíduos, seus percolados e o entorno,
sejam aquíferos ou outros tipos de solo mais permeáveis. A partir desta
metodologia, adotando-se depósitos de argila como liners naturais, diferentes
modelos podem ser formados a partir das condições hidrogeológicas do local. Na
Figura 2.24, apresenta-se um dos modelos possíveis de se ocorrer em depósitos
naturais de argilas, onde percebe-se que o nível d’agua e piezométrico estão
próximos ao nível do terreno, com o rejeito submerso. Neste caso, destaca-se que
os efeitos do transporte por advecção são teoricamente nulos, e o transporte dos
contaminantes da massa de resíduo para o solo se dá apenas por diferença de
concentração, ou seja, por difusão. Destaca-se não ser um tipo muito comum de
disposição de resíduos atualmente, mas que foi muito empregado em décadas
passadas (Rowe et al., 1995).
Um segundo modelo de disposição de resíduos em meio a depósitos
argilosos naturais é apresentado na Figura 2.25. Neste caso, tem-se o filtro de fundo
de coleta de percolado da massa de rejeitos abaixo do nível d’agua, porém acima da
superfície piezométrica, disposição esta que faz com que o transporte de
contaminantes ocorra não apenas por difusão, mas também por advecção, visto que
o percolado migra na direção vertical de cima para baixo, salvo nos casos onde haja
fluxo horizontal. Assim, o transporte se dá pela soma de ambos os fatores.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
58
Figura 2.22– Variação da solubilidade de metais versus pH (Gazea et al., 1996).
Figura 2.23 - Variação da solubilidade de metais com enxofre versus pH (Gazea et al., 1996).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
59
Figura 2.24 – Barreira natural envolvendo transporte por difusão (sem advecção) em depósitos
argilosos (Rowe et al., 1995).
Figura 2.25 – Barreira envolvendo filtro para coleta de lixiviado com transporte por advecção e difusão
(Rowe et al., 1995).
Um caso que merece especial atenção e compreensão é o apresentado na
Figura 2.26. Neste caso, percebe-se a presença do filtro de coleta de percolado
abaixo do nível d’agua e piezométrico. Neste caso, tem-se agindo de forma vertical
descendente o transporte por difusão, e em sentido contrário, o transporte por
advecção, visto que a condição apresentada caracteriza fluxo ascendente, o que faz
com que o valor de transporte seja a diferença entre difusão e a advecção. Este
modelo é encontrado na literatura sob o termo “hydraulic trap”, e é considerada uma
forma inteligente de dispor o resíduo por parte de muitos autores, porém deve-se
assumir ou garantir que possíveis variações do nível piezométrico em diferentes
estações do ano não acarretem em falha do processo de retenção dos
contaminantes por advecção ascendente.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
60
Passando a tratar de liners formados não por camadas naturais de argilas,
mas por solos compactados artificialmente, também diferentes modelos podem ser
empregados. O primeiro e mais simplista é o de uma camada simples de solo
compactado, e um filtro de fundo para coleta de percolado, o chamado “single liner”,
conforme ilustrado na Figura 2.27. O autor destaca que uma simples camada de
liner e filtro deve ser adotado em duas situações; a primeira onde o solo natural
apresenta uma condutividade hidráulica acima do desejado, o que o faz incapaz de
ser empregado como “isolante hidráulico” do percolado contaminado. A segunda
razão é quando o solo natural apresente adequada condutividade hidráulica, porém
a presença de fissuras na camada natural faz com que ocorram caminhos
preferenciais dos contaminantes por meio da barreira, havendo migração
basicamente por difusão. Nestes casos, são indicados perfis com um liner simples.
Espessuras desta camada simples de solo compactado são das mais variadas,
ficando em torno de 1.20m em média.
Um segundo modelo de contenção por liners é o que apresenta ainda uma
simples camada de solo compactado, porém dois sistemas de coleta de percolado
por filtros, um acima e outro abaixo da camada isolante, conforme Figura 2.28. Essa
opção pode ser adotada por vários motivos, como poropressões elevadas na base
do liner, para remoção do volume percolado por entre a barreira quando é realmente
importante que o percolado não alcance o aquífero, ou como o autor mesmo diz, por
ser um resguardo do projetista em caso de vazamentos ou fissuras que podem a vir
ocorrer na barreira.
Figura 2.26 – Barreira envolvendo filtro para coleta de lixiviado com transporte por advecção e difusão
(Rowe et al., 1995).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
61
Figura 2.27 – Barreira envolvendo filtro para coleta de lixiviado com transporte por advecção e difusão
(Rowe et al., 1995).
Outra forma ainda possível é a adoção de uma segunda barreira logo abaixo
da segunda camada de filtragem. Esta forma é indicada para liners muito espessos,
ou mesmo para casos onde não se tem grande conhecimento entre a interação solo-
contaminante, prevendo desta forma dupla camada de proteção, conforme ilustrado
pela Figura 2.29. Da mesma forma, somando-se ao sistema de dupla barreira,
podem ser dispostos geossintéticos a fim de redução da camada de solo, ou apenas
como fator de segurança.
Figura 2.28 – Simples liner de contenção com sistema duplo de filtragem (modificado a partir de
Rowe et al., 1995).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
62
Os liners não se resumem apenas em barreiras impermeáveis horizontais,
muitas vezes fazem-se necessárias barreiras verticais, basicamente onde o
problema envolvendo o movimento dos contaminantes se dá pelo fluxo horizontal
das águas subterrâneas. Destacam-se nestes casos os cut-off walls (barreiras
verticais) e também os sistemas denominados permeable surrounds (barreiras
hidráulicas permeáveis).
Figura 2.29 – Duplo sistema de contenção com também duplo sistema de filtragem (modificado a
partir de Rowe et al., 1995).
Cut-off walls são geralmente empregados para limitar a movimentação de
contaminates de aterros já prontos, porém ineficientes. Destaca-se que também
existem casos onde estas barreiras verticais fazem parte do projeto inicial de
aterros, onde o problema com fluxo horizontal é mais acentuado. Rowe (2005) ainda
salienta que estas barreiras são efetivas para contenção do transporte por
advecção, nunca devendo se esquecer do transporte difusivo nestes casos.
Ilustrações de barreiras verticais são apresentadas na Figura 2.30.
Outras formas de liners ainda poderiam ser destacadas, como o emprego de
geossintéticos (geotubos, geomantas entre outros), emprego de rochas sãs como
barreiras entre outros, porém salienta-se que essas informações não são ditas
essenciais para a compreensão desta tese.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
63
Figura 2.30 – Barreiras verticais do tipo cut-off (a) que desviam o fluxo através do emprego de liners
verticais com baixa condutividade hidráulica; (b) que empregam filtros ao invés de liners, a fim de que
o fluxo seja filtrado e encaminhado a pontos de descargas, sempre à jusante do aterro (Rowe et al.,
1995).
2.3.2 Influência da mineralogia e fatores que interferem na condutividade
hidráulica de barreiras
Um breve resumo dos principais itens que envolvem o conhecimento sobre a
influência da mineralogia da estrutura, bem como os fatores que comandam a
condutividade hidráulica de barreiras será abordado nos próximos parágrafos.
Sugere-se para o estudo aprofundado de mineralogia: Proceedings of the
International Mineralogical Association de 1980, Van Olphen (1977) e Grim (1953).
Demais publicações relevantes e livros-texto os quais sugere-se são: Mitchell
(1993), Yong e Warkentin (1975), Lambe e Whitman (1979) e Grim (1962).
A condutividade hidráulica de uma barreira impermeabilizante é afetada por
fatores como o grau de saturação, o método empregado para compactação, esforço
de compactação, gradiente hidráulico, tamanho dos aglomerados de partículas de
solo, a distribuição dos tamanhos dos poros, a composição química do líquido
permeante, índice de vazios, entre outros (Boynton & Daniel, 1985).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
64
Rowe et al. (1995) destacam que um dos fatores que comandam a
condutividade hidráulica de um solo para barreiras são os minerais que compõem a
fração argila. Os principais grupos de minerais de argila são as caolinitas, ilitas,
cloritas, esmectitas (montmorilonita) e vermiculitas.
Velde (1992) destaca que no estudo de argilas, é evidente que o
conhecimento de suas propriedades leva a um melhor entendimento das interações
químicas entre os contaminantes e o solo. O autor destaca que a retenção ou
liberação de compostos químicos em meio ao solo é comandado pela fração argila.
Salienta ainda que existe um vasto conhecimento sobre a formação e
comportamento das argilas, porém este conhecimento torna-se ainda dito pequeno
no que se refere ao comportamento destas em termos ambientais, ou seja, quando
interagem com contaminantes químicos.
Os diferentes minerais de argila são compostos de diferentes combinações
entre os tetraedros de sílica e os octaedros de Al e Mg. A dimensão quase idêntica
dos tetraedros e octaedros ocasiona o compartilhamento dos átomos de oxigênio
entre os mesmos, dando origem aos minerais 1:1. Quando os octaedros
compartilham o oxigênio com dois tetraedros de sílica, originam-se os minerais 2:1.
De acordo com Velde (1992), os argilo-minerais são classificados em
expansivos e não expansivos. Entre os expansivos, destacam-se a montmorilonita (à
base em maior escala de Al, e em menor escala de Mg e Fe
+2
) e a vermiculita (em
maior escala, dominada pelos elementos Mg, Fe
+2
e Al, e em menor escala por
Fe
+3
). Entre os não expansivos, destacam-se a ilita (dominada por K e Al em maior
parte, e por Fe e Mg em menor escala) e a Caulinita (Al).
A caulinita possui carga elétrica negativa e fraco poder de retenção para a
água, em comparação com os minerais dos outros grupos; praticamente não
apresenta expansibilidade e torna-se plástica em teores de umidade relativamente
baixos. As esmectitas ou montmorilonitas são caracterizadas pelo seu poder de
retenção de água, expansibilidade elevada e por se tornar plástica em um teor de
umidade superior ao correspondente ao da caulinita. As propriedades da ilita são
intermediárias entre a caulinita e a esmectita (Maciel Filho, 1997).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
65
O autor ainda destaca que a caulinita (Al
2
Si
2
O
10
(OH
6
)) apresenta uma
estrutura simples com uma camada única de íons com coordenadas tetraédricas
interligadas através de oxigênios a uma camada octaédrica de Alumínio.
A vermiculita, segundo Velde (1992), pertence a um grupo ainda com poucos
estudos aplicados ao meio ambiente. Solos a base de vermiculita apresentam uma
grande variedade de composições e estruturas.
A Figura 2.31 mostra uma representação esquemática de dois dos mais
importantes tipos de argilo-minerais.
As caulinitas são argilo-minerais 1:1 e não apresentam cátions entre as
camadas. A não existência de cátions e espaço para as moléculas de água entrarem
entre as camadas fazem com que estas argilas não expandam. As ilitas são argilo-
minerais 2:1 que tem o potássio como cátion entre as camadas. Este cátion satisfaz
a deficiência de cargas, diminuindo o potencial de expansão destas argilas. Por
outro lado, os íons de sódio e cálcio presentes nos argilo-minerais 2:1 movem-se da
superfície da argila na presença de água, ocasionando a entrada de água entre as
camadas e conferindo alto poder de expansão ao argilo-mineral. O poder de
expansão está relacionado à proporção de cátions trocáveis em tais argilas. As
argilas montmorilonita são os argilo-minerais 2:1 que exibem maior poder de
expansão (Mitchell, 1993).
Caolinita
Argilomineral 1:1
Montmorilonita
não hidratada
Argilomineral 2:1
Cátions (irão
hidratar na
presença de água)
Octaedros
Tetraedros
9,2 Å
7,2 Å
Figura 2.31 – Plaquetas de argila Caolinita e Montmorilonita (Mitchell (1993), adaptado por Heineck
(2002)).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
66
Kalteziotis et al (1994) observaram a tendência dos solos alcançarem um
estado totalmente saturado com o aumento do esforço de compactação quando o
solo encontrava-se com teores de umidade logo acima da umidade ótima, entre 2 a
4%. O mesmo foi observado por Daniel & Benson (1990) e Benson et al (1994). De
acordo com Daniel (1993), os parâmetros de compactação típicos requeridos para
um liner estariam dentro da mesma faixa de umidade citada acima (0 a 4% acima da
umidade ótima) e a densidade deveria ser entre 100 a 95% da densidade máxima
obtida em ensaio de compactação com energia Proctor Normal.
A percolação com agentes químicos também pode afetar a estrutura do solo,
resultando no aumento da condutividade hidráulica em função da floculação das
partículas ou do encolhimento do esqueleto do solo. De acordo com Broderick &
Daniel (1990), se for possível prevenir as mudanças na estrutura do solo durante a
percolação com um agente químico, poderemos manter a baixa condutividade
hidráulica inicial do solo. Esta prevenção pode ser feita através da estabilização
química, adicionando cimento ou cal para aumentar a resistência mecânica e tampar
parcialmente os poros, ou através da estabilização mecânica, densificando a massa
de solo. Este procedimento pode não ser eficiente caso o contaminante ataque a
cimentação do liner. Os autores observaram que as partículas são mais resistentes
à alteração (floculação ou orientação) quando estão em uma configuração mais
densa, mostrando que o aumento do esforço de compactação possui um potencial
enorme para a estabilização da argila contra ataque químico.
A compatibilidade dos solos com o líquido permeante também deve ser
considerada quando os mesmos são utilizados em barreiras hidráulicas para
aplicações ambientais. Compatibilidade significa que a permeabilidade da barreira
não é alterada pelo líquido permeante, que pode provocar várias alterações
químicas, discutidas a seguir.
Segundo Broderick & Daniel (1990), muitos compostos químicos orgânicos
tendem a encolher a dupla camada de íons que está ao redor das partículas de
argila, causando a floculação das mesmas. Esta floculação resulta em um
encolhimento no esqueleto do solo e no aparecimento de fissuras. Os compostos
orgânicos podem também desidratar as zonas entre as camadas de argilas
expansivas. A combinação de floculação, fissuração e redução da espessura da
dupla camada de íons leva ao aumento da condutividade hidráulica. Os líquidos
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
67
inorgânicos também podem ocasionar aumento na condutividade hidráulica.
Mudanças na valência dos cátions ou concentração de eletrólitos da água são
fatores responsáveis por alguns destes aumentos. Ácidos e bases também podem
atacar solos argilosos dissolvendo os minerais do solo.
A dissolução dos argilo-minerais pode ocorrer sob condições adversas de pH,
onde permeantes cáusticos tendem a degradar o tetraedro de sílica e os fluídos
ácidos causam a dissolução da camada octaédrica (Favaretti et al, 1994).
A Figura 2.32 apresenta o comportamento de dois dos principais argilo-
minerais em termos de solubilidade sob diferentes pH. Sob condições ácidas, a
alumina permanece em seu estado sólido junto ao solo, enquanto que a sílica passa
a compor o permeante na forma dissolvida, visto haver um grande aumento da
solubilidade deste sob baixo pH. Ocorrendo um pH neutro, o autor destaca que
estes argilo-minerais são praticamente insolúveis. Sob pH alcalino, tanto a sílica
quanto a alumina apresentam um grande crescimento de suas solubilidades, de
forma até similar. Porém, destaca-se que sob condições fortemente ácidas (pH entre
0 e 2), a alumina passa a apresentar-se novamente com alta solubilidade, de forma
até mais acentuada do que a sílica, a qual já se solubiliza a um pH de
aproximadamente 3 unidades, sendo este comportamento não provido na Figura
2.32, visto que o autor salienta serem casos raríssimos pH inferior a 3 unidades.
3 9pH
ácido básico
Concentração de íons dissolvidos
(solubilidade)
Sílica
Si
Alumina
Al
Figura 2.32 – Solubilidade da silica e alumina com base no pH da solução percolante.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
68
Bowders & Daniel (1987) desenvolveram um estudo cujo objetivo foi
determinar qual a concentração de um composto orgânico que poderia alterar
significativamente a condutividade hidráulica de uma argila compactada. Os líquidos
permeantes utilizados foram metanol, ácido acético, heptano, tricloroetileno e água.
Ao final, os autores confirmaram a hipótese de que se um líquido orgânico não afeta
as características de sedimentação ou os Limites de Atterberg, o líquido não irá
afetar a condutividade hidráulica da argila. Se o líquido afetar as características de
sedimentação ou os Limites de Atterberg, ele poderá ou não afetar a condutividade
hidráulica. Os autores indicam que seria necessária a realização de testes de
condutividade hidráulica para detectar a influência do líquido permeante nessas
condições.
Kämpf et al. (2000) destinam algumas linhas de sua publicação para destacar
a influência do argilo-mineral presente no solo no processo de acidificação.
Destacam ser a caulinita o argilo-mineral mais estável, e menos afetado pela
acidificação, ao contrário da esmectita, que apresentou uma acelerada
intemperização devido à acidez gerada pela oxidação da pirita, o que
consequentemente aumentou os níveis de Al nestes casos.
Hueckel et al (1997) desenvolveram modelos baseados em porosimetria de
mercúrio e testes de condutividade hidráulica. Os ensaios de laboratório mostraram
que as argilas podem aumentar a condutividade hidráulica em até 4 ordens de
magnitude quando permeadas com compostos químicos orgânicos sob tensões
muito baixas. As causas do aumento da condutividade hidráulica seriam a evolução
da distribuição do tamanho dos poros, mudanças na constante dielétrica, mudança
da espessura da dupla camada de íons e floculação da argila.
Gradientes hidráulicos elevados tendem a carrear as partículas finas do solo,
ocasionando problemas como retenção das partículas finas na parte final do corpo
de prova, reduzindo a condutividade hidráulica e também ocasionando que as
partículas finas possam ser totalmente carreadas dos solos mais granulares,
aumentando a condutividade hidráulica. Em geral, devem ser utilizados gradientes
hidráulicos que se aproximem aos valores encontrados em campo, como foi
empregado nesta tese.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
69
A condutividade hidráulica do solo varia com a temperatura em função da
variação da viscosidade do líquido permeante com a temperatura. Com água, a
condutividade hidráulica varia aproximadamente 3% para cada 1°C de mudança na
temperatura (ver norma ASTM D 5084). As correções para os efeitos da temperatura
são facilmente feitas. Entretanto, para ensaios de longa duração pode ser
necessário o controle de temperatura para evitar os efeitos da variação da
viscosidade na condutividade hidráulica do material (Heineck, 2002).
CAPÍTULO 3
PROGRAMA EXPERIMENTAL
Este capítulo objetiva descrever os materiais empregados na pesquisa, os métodos e
metodologias empregados, bem como descrever os equipamentos utilizados ou
mesmo desenvolvidos neste estudo.
3.1 PROGRAMA EXPERIMENTAL
Neste item é descrito o programa experimental da tese, o qual objetivou a
investigação do comportamento de um solo com e sem cimentação quando
submetido ao ataque químico por substância ácidas. Para tal, foi desenvolvido um
programa de ensaios que visa analisar fatores como compressibilidade e resistência
ao cisalhamento da amostras, bem como modelar o transporte de contaminantes em
meios porosos.
Todas as amostras, tanto para ensaios de coluna quanto para ensaios
triaxiais, foram moldadas com uma umidade de 14,2% (ótima) e peso específico
seco máximo de 17,6 kN/m³, dados estes obtidos a partir de um ensaio de
compactação realizado com energia Proctor normal.
3.1.1 Ensaios Edométricos modificados
Os ensaios edométricos modificados tiveram como variáveis os seguintes fatores:
o Gradiente hidráulico;
o Nível de cimentação;
o Concentração de ácido percolado;
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
71
Os ensaios edométricos realizados são apresentados na Tabela 3.1.
Tabela 3.1 – Ensaios executados no edômetro modificado.
CP
%
cimento
% ácido
no
percolante
Gradiente
Hidráulico
Densidade
(kN/m³)
Índice
de
vazios
Umidade
moldagem
(%)
Altura
(cm)
Diâmetro
(cm)
1 10
2
0
20
3 10
4
2
20
5 10
6
6
20
7 10
8
0
10
20
17,6 0,506 14,2 10,00 7,00
9 10
10
0
20
11 10
12
2
20
13 10
14
1
6
20
17,6 0,506 14,2 10,00 7,00
15 10
16
0
20
17 10
18
2
20
19 10
20
2
6
20
17,6 0,506 14,2 10,00 7,00
3.1.2 Ensaios triaxiais de carregamento isotrópico
O programa experimental almejou investigar da mesma forma o comportamento
isotrópico das diferentes formações propostas como liners em contato com efluentes
ácidos. Os corpos de prova passaram inicialmente pela fase de percolação de
efluentes ácidos no laboratório ENVIRONGEO da UFRGS, e foram ensaiados
posteriormente no Laboratório de Mecânica de Solos da Universidade de Manitoba.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
72
A Tabela 3.2 apresenta as diferentes combinações de liners analisados sob
carregamento isotrópico a altas tensões de confinamento.
Tabela 3.2 – Ensaios de carregamento isotrópico.
CP
número
% cimento
% ácido no
percolante
Gradiente
Hidráulico
Índice de
vazios
Peso
Específico
Seco
(kN/m³)
Umidade
(%)
Altura
(cm)
Diâmetro
(cm)
1 0 10 0,498 18,0 15,0 9,88 5,12
2 2 10 0,491 18,1 14,8 10,15 4,96
3
0
6 10 0,539 17,6 15,2 10,15 4,88
4 0 10 0,562 17,3 13,6 10,19 5,18
5 2 10 0,600 16,9 14,7 9,95 4,85
6 6 10 0,455 18,6 14,6 10,02 4,82
7*
1
6 10 0,534 17,6 12,2 10,12 5,10
8 0 10 0,566 17,2 13,7 10,03 5,10
9 2 10 0,587 17,0 15,0 10,05 5,00
10
3
6 10 0,580 17,1 14,8 9,98 4,96
* repetição;
** as densidades, índices de vazios, altura e diâmetro das amostras foram
determinados no momento da desmoldagem das amostras, e devido a prováveis
reações ocorridas durante a cura e ao emprego de moldes distintos para as
amostras, estas não puderam ser ensaiadas a partir de um mesmo índice de vazios.
3.1.3 Limites de Atterberg
Foram investigadas as influências da percolação de diferentes concentrações de
ácido sulfúrico nos limites de plasticidade e liquidez do solo, em amostras que
provém dos ensaios no edômetro, após secagem. Estes ensaios foram realizados
em amostras não cimentadas, após o término do ensaio de coluna.
3.2 MATERIAIS UTILIZADOS
3.2.1 Solo Residual de Arenito – Formação Botucatu - SRAB
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
73
O solo utilizado como base dos experimentos é um solo residual de arenito, da
formação Botucatu (SRAB), proveniente de um bairro da cidade de São Leopoldo,
região metropolitana de Porto Alegre (Figura 3.1). Um grande número de pesquisas
utilizando este solo foram realizadas nos últimos anos neste programa de Pós-
Graduação: Núñez (1991), Prietto (1996), Thomé (1999), Ulbrich (1997), Heineck
(2002), Knop (2003), Azambuja (2004), Cruz (2004), Foppa (2005) entre outros.
Ensaios de caracterização do SRAB foram realizados nesta pesquisa, sendo
os resultados apresentados na Tabela 3.3. Na Tabela 3.4, são apresentadas
propriedades físico-químicas e mineralógicas obtidas por Núñez (1991). Na Figura
3.2, é apresentada a curva granulométrica representativa do solo empregado nos
ensaios. Na Figura 3.3, são apresentadas curvas de compactação do solo
determinadas por diferentes autores.
Figura 3.1 – Localização da jazida de solo residual de arenito - formação Botucatu.
Nuñez (1991) determinou as principais propriedades físico-químicas do solo
residual, com ênfase na mineralogia e na composição química da fração argila.
Todas as análises realizadas indicaram a predominância do argilo-mineral caulinita.
Thomé (1999) confirmou a predominância do argilo-mineral caulinita através da
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
74
análise de fotomicrografias do SRAB, onde observou-se a predominância de
partículas na forma de placas hexagonais, características deste argilo-mineral.
Tabela 3.3 – Índices Físicos do SRAB.
Peso específico real dos grãos 26,4 kN/m³
Diâmetro médio, D
50
0,09 mm
Limite de liquidez, LL 22 %
Limite de plasticidade, LP 19 %
Fonte: Núñez (1991).
Tabela 3.4 – Propriedades físico-químicas e mineralógicas do SRAB.
Modo de preparação
da amostra
Minerais Fonte
Pó – Mineralogia total
Quartzo, Caulinita e
traços de Hematita
Natural
Caulinita e traços
de Muscovita
Difratograma de
raio X
Calcinada, Glicolada e
Formamida
Quartzo e traços de
Muscovita
Martins (2001)
SiO
2
9,70%
Al
2
O
3
6,69%
Análise química
da fração argila
FeO
3
1,21%
pH 4,7
Matéria orgânica 0,0%
Análise físico-
química do solo
CTC 3,01 mequiv/100g
Núñez (1991)
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
75
Figura 3.2 – Curva granulométrica do solo residual de arenito - formação Botucatu.
Verifica-se que o material é composto por aproximadamente 5,0% de argila
(< 0,002mm), 36,4% de silte (0,002 a 0,074mm) e 58,6% de areia, sendo que desta
porcentagem 52,6% é de areia fina (0,074 a 0,42mm) e 6,0% de areia média (0,42-
2,0mm). Assim sendo, o solo pode ser geotecnicamente classificado como sendo
uma areia silto-argilosa, e como SM (areia siltosa), segundo a classificação unificada
(ASTM D 2487, 1993).
Figura 3.3 – Curvas de compactação do SRAB – Enegia Proctor normal.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
76
3.2.2 Cimento Portland
Adotou-se cimento do tipo Portland, de alta resistência inicial (CP-V ARI) para o
melhoramento das condições mecânicas do solo em estudo. Este cimento foi
adquirido junto ao comércio da cidade de Porto Alegre. A composição do cimento
CP-V, segundo a Associação Brasileira de Cimento Portland (ABCP), está
apresentado na Tabela 3.5. Ainda de acordo com a ABCP, a alta resistência inicial
do cimento Portland CP V – ARI deve-se a uma diferente composição do clínquer,
em termos de quantidade dos componentes. A Tabela 3.6 fornece informações
quanto a tempo de pêga e resistência.
Tabela 3.5 – Teor de componentes do cimento Portland (% massa).
Sigla Clínquer + sulfatos de cálcio
Material carbonático
CP V - ARI 95 – 100% 0 – 5%
Fonte: ABCP (2003)
Tabela 3.6 – Características físicas e mecânicas do cimento CP V – ARI.
Finura
Tempo de
pega
Resistência à compressão
Massa específica
(kg / m³ )
Início
(min)
Fim
(min)
1 dia
(MPa)
3 dias
(MPa)
7 dias
(MPa)
28 dias
(MPa)
Média
3,11 195 296 23,5 39,2 45,2 53,3
Mínimo
3,11 165 258 22,1 37,8 41,6 51,4
Máximo
3,11 218 365 25,2 41,8 47,2 53,6
Desvio Padrão
0,00 14 27 0,9 0,9 1,2 1,3
Fonte: ABCP (2003).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
77
3.2.3 Ácido Sulfúrico
O líquido agressivo que foi empregado na pesquisa é o ácido sulfúrico, em baixas e
médias concentrações. O uso deste material se justifica pelo objetivo de simulação
do comportamento de campo de liners de aterros de resíduos provenientes da
extração de carvão, onde há presença de pirita, que em contato com água, forma o
ácido sulfúrico.
Foi empregado ácido sulfúrico – H
2
SO
4
industrial 95-98% para as simulações
em laboratório. As especificações do ácido sulfúrico empregado são apresentadas
na Tabela 3.7. O ácido caracteriza-se por ser um líquido denso, oleoso, incolor,
inodoro e altamente corrosivo, ponto de congelamento de 10,5°C. É não inflamável,
sendo miscível em todas proporções com H
2
O, com grande desprendimento de
calor.
O ácido sulfúrico reage com a maioria dos metais, em uma reação de
deslocamento simples, com a formação de gás hidrogênio e o sulfato do metal
correspondente. O ácido sulfúrico diluído ataca o ferro, o alumínio, o zinco, o
manganês e o níquel; o estanho e o cobre já precisam de ácido quente concentrado.
O chumbo e o tungstênio são inertes ao ácido sulfúrico.
De acordo com os órgãos ambientais, o ácido sulfúrico se enquadra no índice
3 quanto a saúde (severo), 0 em inflamabilidade, reatividade 3 (severo), e perigo
extremo em caso de contato, nível máximo (4).
O ácido sulfúrico não se enquadra como inflamável, porém seu contato com
meios que contenham metais pesados forma gás hidrogênio, que por sua vez é
altamente suscetível à explosão.
3.2.4 Águas
Para a percolação dos corpos de prova, foi empregada água destilada. A
limpeza dos equipamentos se deu com água proveniente da rede pública de
abastecimento junto a reagentes, visando neutralizar o efeito e possível
contaminação com ácido.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
78
Tabela 3.7 – Especificações do ácido sulfúrico empregado nos ensaios
Teor de H
2
SO
4
95 a 98%
Máximo de Impurezas
Amônia – NH
4
2 mg/kg
Arsênico - As 0,01 mg/kg
Cloretos – Cl 0,2 mg/kg
Cor – APHA 10
Ferro – Fe 0,2 mg/kg
Mercúrio – Hg 5 mg/kg
Metais pesados (com Pb) 1 mg/kg
Nitrato – NO
3
0,5 mg/kg
Resíduo após ignição 5 mg/kg
Substâncias que reduzem permanganato 2 mg/kg
Densidade a 20/4 °C 1,820 g/cm
3
mín
Teor de Ferro 30,0 mg/kg máx.
Fonte: Fabricante Quimex
3.3 EQUIPAMENTOS UTILIZADOS
Neste item serão abordados e especificados os equipamentos utilizados nesta
pesquisa.
3.3.1 Edômetro modificado
3.3.1.1 Apresentação
Foi desenvolvido uma câmara edométrica modificada, a fim de se investigar
diferentes comportamentos a partir do mesmo ensaio. Na fase inicial, o equipamento
permite analisar o transporte de contaminantes pelo método da advecção e
dispersão hidrodinâmica. Na fase final, é possível analisar o comportamento tensão
versus deformabilidade do material.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
79
Entre os objetivos para com o novo equipamento, pretendeu-se projetar um
dispositivo que permitisse:
monitorar a variação de altura do corpo de prova nas diferentes etapas
do ensaio;
aplicar pressões verticais passíveis de serem integramente transmitidas
ao longo de toda a altura do corpo de provas, entre 50 e 4000 kPa;
aplicar e controlar as cargas hidráulicas aplicadas ao corpo de prova;
percolar pelo corpo de prova um material agressivo, e garantir a
compatibilidade química entre o equipamento e os contaminantes;
quantificar o volume de líquido percolado através do corpo de prova;
3.3.1.2 Análise das compatibilidades
A fim de se obter um equipamento que não sofresse ataque químico do ácido
sulfúrico, foi realizado um estudo prévio dos possíveis materiais passíveis de serem
empregados na fabricação dos componentes do equipamento. A literatura
pesquisada recomenda o emprego de matéria-prima da câmara e da tubulação à
base de PVC ou teflon. O emprego de aço inox é condicionado à concentração em
que o ácido sulfúrico será empregado, não sendo recomendado para contato direto
para com o ácido, devido a formação de gases muitas vezes explosivos quando do
contato entre o ácido sulfúrico e metais pesados.
Foi empregado aço inoxidável V316L como da matéria-prima dos anéis de
adensamento, tampas, bases, top caps, pistões de aplicação de carregamento, bem
como as válvulas (segundo ISO 6431). As tubulações empregadas foram de teflon,
quimicamente indicada ao contato com o agente agressivo em estudo.
3.3.1.3 Concepções
Top Cap
Peça de seção circular, com diâmetro igual ao diâmetro interno do anel de
adensamento, com várias perfurações verticais que possibilitam a passagem do
percolante. O mesmo tem funções acumuladas de disco poroso e de transmissão de
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
80
cargas de forma uniforme ao corpo de prova. Na face superior deste, foi disposta
uma reentrância circular para acoplagem do pistão. Na face inferior, tem-se uma
superfície horizontal com várias perfurações, que ligam a face inferior à superior,
conforme ilustrado na Figura 3.4.
Tampa
A tampa da câmara possui 3 entradas, sendo duas verticais e uma horizontal.
Verticalmente, uma perfuração que permite a inserção do pistão, o qual tem por
função a transferência das cargas ao top cap, e conseqüentemente ao corpo de
prova. Esta perfuração vertical possui um rasgo interno circular para colocação de o-
ring de vedação. Outra perfuração vertical possibilita a saída do ar que possa estar
no interior do sistema, sendo após fechada através de um tampão. Horizontalmente,
uma entrada permite a entrada do líquido percolante oriundo do reservatório.
A tampa tem na face inferior um rasgo anelar para alojar o-ring de vedação e
outro rasgo circular onde há a entrada do líquido percolante e onde o o-ring é pré-
disposto, conforme ilustrado na Figura 3.4.
Base
A base tem formato circular com mesmo diâmetro da tampa. Possui
lateralmente uma perfuração que permite a saída do percolado. É provida de um
rasgo circular concêntrico para alojar uma pedra porosa. Possui também rasgo
anelar para alojamento do o-ring de vedação. Abaixo, a tampa possui um rasgo
circular para a acoplagem desta à prensa de adensamento existente, a qual possui
uma saliência circular na posição onde a câmara é disposta.
Cilindro
Trata-se de um cilindro vazado com espessura de parede projetado de
maneira a absorver sem deformações os esforços que serão aplicados. Possui
70mm de diâmetro e 100mm de altura, com base na experiência anterior de
Moncada (2004) e de Rowe et. al (1988).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
81
Hastes de fixação
A estanqueidade foi garantida pela vedação por meio de o-rings, os quais
foram comprimidos pela ação de hastes metálicas de amarração, que conectam a
tampa à base.
Sistema de pré-carregamento
Foi construída um sistema que possibilita a aplicação do pré-carregamento ao
corpo de prova dito de bancada, ou seja, que foi submetido à percolação ácida sem
que a prensa de adensamento seja ocupada. Desta forma, enquanto uma câmara
encontra-se na fase de percolação, uma segunda já se encontra na fase de
carregamento, otimizando o tempo de ensaio, visto que somente se dispôs de uma
única prensa nesta pesquisa. Este sistema consta em um pórtico metálico ligado ao
pistão, conforme ilustrado na Figura 3.5.
Este pórtico foi projetado através do emprego de barras vazadas de alumínio
e perfis metálicos, buscando uma resistência adequada bem como baixo peso
próprio. O pré-carregamento do pistão devido ao peso próprio do pórtico, bem como
perdas por atrito entre o pistão e o o-ring de vedação foram considerados no
momento da calibração do equipamento.
Instrumentações
A medição da variação da altura da amostra foi monitorada por meio de
extensômetros digitais, colocados em contato com a extremidade superior do pistão,
que penetra na tampa da célula de adensamento. Os extensômetros empregados
são da marca Mitutoyo Corpotation, Digimatic Indicator, Modelo ID-U1025, faixa de
curso de 0,01 – 25,4mm.
Carga hidráulica
A aplicação de carga hidráulica nas câmaras é assegurada por diferença de
cota entre a superfície de líquido percolante armazenado em um reservatório fixado
em uma altura definida, de maneira a propiciar o gradiente hidráulico desejado.
A carga hidráulica é assegurada mantendo-se um ∆H de 100cm (gradiente 10)
e ∆H de 200cm (gradiente 20). O mecanismo de aplicação das cargas hidráulicas é
apresentado na Figura 3.6.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
82
O reservatório possui uma saída por meio de engate rápido, fazendo a ligação
por meio de tubos de teflon à câmara de adensamento. Possui lateralmente uma
cavidade por onde são realizadas as leituras de condutividade elétrica e pH.
furo passante
Fixação com
hastes metálicas
furo com rosca
aplicação de carga
pistão
Vai para pesagem
Vem do reservatório
AMOSTRA DE SOLO
Saída do ar da câmara
15.6cm
Figura 3.4 – Ilustração da câmara de adensamento modificada.
Quantificação do efluente
O percolado foi quantificado em termos de volume e concentração. O volume
foi determinado através do conhecimento do peso específico do percolado, bem
como de sua massa. O volume também foi monitorado em termos de escala
graduada no frasco de armazenamento. A concentração de contaminante foi
monitorada através de correlação direta da condutividade elétrica para com a
concentração do agente agressivo quimicamente. O percolado foi coletado em
frascos de vidro, inertes quimicamente ao ácido sulfúrico.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
83
Figura 3.5 – Pórtico para aplicação de carga vertical.
Figura 3.6 – Sistema de aplicação de carga hidráulica e carga vertical axial.
Outros equipamentos
As câmaras desenvolvidas nesta tese foram acopladas a uma prensa de
adensamento padrão, com braço de alavanca que majora os carregamentos em 11
vezes, conforme apresentado na Figura 3.7. A percolação ácida de uma das
câmaras ocorreu sobre a bancada, sem a necessidade do uso da prensa nesta fase.
Para os carregamentos axiais, a câmara de bancada foi adaptada à prensa.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
84
Para a verificação da condutividade elétrica do efluente, que foi comparada à
condutividade do líquido presente no reservatório superior, foi empregado um
condutivímetro marca Analion, modelo C-701.
O monitoramento da massa de percolado se fez possível através do emprego
de uma balança digital com precisão de 0,01 gramas.
O pHmetro empregado foi da marca Analion modelo PM-608.
A compactação do material no interior do cilindro foi realizado com auxílio de
uma prensa marca Wykeham Farrance.
Resumidamente, cada célula é composta por uma tampa, uma base, um
cilindro vazado para acondicionamento da amostra, um top cap, um sistema de
medição da variação de altura do corpo de prova por meio de extensômetros digitais,
por um sistema de aplicação da carga hidráulica (reservatórios), por um pórtico de
metal para a aplicação da carga vertical (para a câmara de bancada), uma prensa de
adensamento convencional, conexões e válvulas. Na Figura 3.8 é possível observar
as peças usinadas, bem como a câmara montada.
EQUIPAMENTO
DE BANCADA
EQUIPAMENTO
DE BANCADA
RESERVATÓRIO
Figura 3.7 – Bancada com equipamentos desenvolvidos.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
85
TAMPA
BASE
CILINDRO
HASTES
TOPCAP
DISCO
POROSO
Figura 3.8 – Câmara montada e peças usinadas.
3.3.2 Equipamento Triaxial – Ensaios Isotrópicos
O equipamento utilizado para compressão isotrópica das amostras foi o da
Universidade de Manitoba, Winnipeg, Canadá. O equipamento consiste de uma
câmara triaxial que permite a aplicação de altas tensões confinantes ao corpo de
prova, da ordem de 8 MPa, um conjunto de transdutores de deslocamento linear
para a medição da variação volumétrica diretamente no corpo de prova, um sistema
composto por duas buretas (uma conectada ao topo e outra à base do corpo de
prova) para a medição externa da variação volumétrica, um sistema de interface
ar/óleo para a aplicação da tensão confinante, três transdutores de pressão com
capacidade de 10 MPa, sendo um conectado ao interior da câmara triaxial para
medição da tensão confinante, um segundo conectado à base e um terceiro ao topo
do corpo de prova para a medição das poro-pressões, sistema todo interligado a um
microcomputador dotado de um conversor analógico/digital para a aquisição dos
dados.
A aplicação das tensões confinantes se deu pelo emprego de óleo siliconado
como fluído dentro da câmara. O emprego de óleo ao invés de água se deve a este
possuir uma maior viscosidade, minorando o número de possíveis vazamentos da
câmara quando em altas tensões de confinamento, bem como por possuir baixa
condutividade elétrica, o que permite o emprego de transdutores de deslocamento
linear dentro da câmara triaxial sob alta pressão.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
86
A medição das deformações diretamente no corpo de prova se deram através
do emprego de quatro LVDT’s com curso máximo de 24mm dispostos de forma
radial, monitorando variações no diâmetro da amostra, e um LVDT com curso de
50mm, posicionado no topo da amostra, juntamente ao topcap.
Figura 3.9 – Sequência da preparação da amostra para ensaio isotrópico.
(a)
(b)
Figura 3.10 – Camara triaxial. (a) aberta; (b) fechada;
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
87
Devido à presença de óleo no interior da câmara triaxial, fez-se necessária a
instalação de uma segunda membrana sobre a amostra, de forma a proteger a
membrana de látex comumente utilizada em ensaios triaxiais.
Para o fechamento da câmara triaxial, fez-se necessário o emprego de um
pórtico de aço, visto que a massa do cilindro supera os 100 kg. Após o fechamento,
o sistema eletrônico era conectado ao datalogger, e por fim, procedia-se a
configuração do software com detalhes do ensaio.
A pressurização do óleo se dava através do emprego de nitrogênio, cujo
torpedo era conectado a um sistema de interface nitrogênio/óleo.
3.4 MÉTODOS EMPREGADOS
Para a realização dos ensaios no edômetro modificado, foi adotada
metodologia similar adotada por Moncada (2004), descrito nos próximos parágrafos.
3.4.1 Ensaios edométricos modificados
3.4.1.1 Calibração e instrumentação
Para a realização dos ensaios, procedeu-se inicialmente a calibração do
equipamento de medição de recalques, através de um medidor de deslocamentos
mecânico.
3.4.1.2 Moldagem e Montagem do corpo de provas
A preparação da amostra a ser ensaiada se deu mediante porte de
equipamentos de proteção individual, visto a periculosidade do material. Para tal,
todos os artefatos empregados na fase de moldagem e montagem dos corpos de
prova estão sendo exclusivos para este ensaio.
Inicialmente, procedeu-se a pesagem dos materiais constituíntes, seguido da
mistura destes. As densidades dos corpos de prova a ensaiados foram determinadas
a partir do peso específico aparente seco máximo determinado em ensaio de
compactação, com respectiva umidade ótima.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
88
A forma adotada para a moldagem dos corpos de prova foi a estática, em 3
camadas iguais.
Procede-se na seqüência a pesagem do corpo de prova, visando investigar a
massa de solo no interior do cilindro, podendo-se desta forma constatar a eficiência
da compactação, a partir do conhecimento do volume e massa da amostra.
A colocação do cilindro moldado no equipamento edométrico era precedida
pela colocação de filtros de polietileno nas extremidades, evitando desta forma a
perda de finos da amostra, fato este constatado na fase de teste do equipamento.
O top cap era disposto na face superior do corpo de prova. Procedeu-se a
partir deste ponto o fechamento da câmara edométrica, com a colocação de uma
tampa e uma base nas extremidades do corpo de prova. A tampa e a base eram
interligadas por 4 hastes de amarração, visando a estanqueidade do sistema.
Estando o corpo de prova pronto para o início do ensaio, procedeu-se a
preparação do fluído de percolação. Inicialmente a todos os ensaios, percolou-se
água destilada, visando desta forma a remoção dos íons livres no solo por meio de
fluxo, íons estes que poderiam vir a interferir na medição da condutividade elétrica na
fase posterior do ensaio (percolações ácidas).
Procedeu-se a remoção de ar do interior da tubulação e da câmara, através
de uma reentrância no topo da câmara, a qual era vedada logo após este
procedimento.
Previamente à fase de percolação, era instalado no topo do pistão de
transferência de cargas um medidor de deslocamentos, a fim de investigar possíveis
recalques devido ao fluxo. A seguir era disposto um pré-carregamento no corpo de
prova de 50 kPa, objetivando-se simular ao CP uma carga, que em campo vem a ser
o peso da camada de resíduo, bem como evitar reações de expasão das amostras.
3.4.1.3 Procedimentos de ensaio
A fase de percolação com água teve duração de aproximadamente 4 dias
para corpos de prova sem agentes cimentantes, e aproximadamente 15 dias para os
cimentados. Esta fase era considerada encerrada quando a condutividade elétrica do
percolado chegasse ao mesmo nível da condutividade do líquido do reservatório.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
89
A segunda fase do ensaio constou em modificar o líquido percolante, de água
destilada para soluções ácidas, em concentrações de ácido sulfúrico pré-estipuladas
no programa experimental.
O percolado foi monitorado a pequenos intervalos de tempo, através da
condutividade elétrica, pH e massa percolada.
A fase com percolação de solução ácida teve tempo de duração conforme a
concentração de ácido, em média de 5 dias para os corpos de prova sem
cimentação, chegando a vários meses em amostras cimentadas.
A terceira fase do ensaio, após o equilíbrio entre as concentrações de entrada
e saída do corpo de prova, objetivou-se analisar o comportamento compressivo do
material após percolado com a solução ácida.
Procedeu-se o carregamento da prensa com amostra ainda sob fluxo. O nível
de carregamento dos corpos de prova passaram dos 4 MPa, com o objetivo de
analisar o comportamento do material a baixos e altos níveis de carregamentos. O
descarregamento também foi investigado.
Como resultado dos ensaios, tem-se as curvas breakthrough, que são a razão
entre a concentração de contaminante na saída (percolado) e a concentração de
entrada (reservatório), (C/Co), versus a razão entre o volume percolado e o volume
de vazios da amostra, (V/Vv), bem como o comportamento carga versus recalque da
amostra.
3.4.1.4 Monitoramento das concentrações
Para o monitoramento das concentrações de contaminantes na entrada e na
saída do corpo de prova, foi empregado o método da variação da condutividade
elétrica.
Segundo Rodriguez et al. (2000), a condutividade elétrica constitui uma das
variáveis mais importantes no estudo de ecossistemas hídricos, visto que pode
fornecer importantes informações quanto ao comportamento do sistema, como
fenômenos importantes do tipo contaminações. Pode indicar a magnitude da
concentração iônica e ajudar na detecção de fontes poluidoras.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
90
3.4.2 Ensaios triaxiais de carregamento isotrópico
Procedimento de ensaio
As amostras submetidas à ensaios triaxiais isotrópicos foram moldadas e
previamente percoladas por agentes ácidos no laboratório Environgeo da UFRGS, e
submetidos ao ensaio no laboratório de mecânica dos solos da Universidade de
Manitoba, Canadá.
Após procedimento de abertura dos moldes onde as amostras foram
transportadas até o local de ensaio, procede-se medidas de altura, diâmetro e massa
das amostras. As mesmas foram transportadas com o devido cuidado para que não
houvessem variações de umidade.
O procedimento de montagem do ensaio iniciou-se pela instalação da amostra
sobre o pedestral central do equipamento, com disposição de uma pedra porosa e
um papel-filtro, ambos do mesmo diâmetro da amostra, em cada uma das
extremidades desta. Então, procedeu-se a colocação da primeira membrana (látex) e
do topcap na amostra, membrana esta fixada através da disposição de quatro o-rings
(dois em cada extremidade). Devidamente fixada a primeira membrana, procedeu-se
a colocação de uma segunda membrana, a fim de proteger a primeira. Esta segunda
membrana foi produzida no próprio laboratório da universidade, com materiais
acrílicos. Esta era fixada ao topcap e à base com o auxílio de outros seis o-rings, três
em cada extremidade.
O próximo passo consistiu em posicionar os LVDT’s (Linear Variable
Differential Transformers) junto ao corpo de prova. Eram dispostos quatro LVDT’s de
forma radial, a fim de medir as variações do diâmetro, bem como um quinto sensor
disposto de forma vertical, conectado ao topcap, a fim de se determinar as variações
de altura da amostra.
Na seqüência, a câmara triaxial era fechada através da colocação de um
cilindro com larga expessura, vedado através de sistemas plásticos de pressão, e
então procedia-se o enchimento da câmara com óleo siliconado, empregado para a
aplicação das pressões confinantes à amostra.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
91
Os ensaios isotrópicos foram totalmente comandados através de um software
conectado a um datalogger, o qual procedia os incrementos de pressão confinante e
contrapressão nas amostras, a fim de saturação das mesmas. Após o processo de
saturação resultar em leituras de parâmetro B aceitáveis, a contrapressão era
regulada em 250 kPa e a pressão confinante em 265 kPa, situação esta dita de
tensão efetiva nula. Destaca-se a necessidade de se manter no mínimo 15 kPa de
diferença de tensão entre confinante e contrapressão a fim de se manter as
membranas corretamente aderidas na amostra, segundo especificações do
fabricante.
Eram aplicados acréscimos de tensão confinante a determinados intervalos de
tempo, tempo este geralmente fixado pelo software de gerenciamento do ensaio, que
procedia novo acréscimo de tensão assim que a variação de volume da amostra era
dita insignificante, bem como a total dissipação das poropressões geradas pelo
acréscimo de carga.
O software empregado para automação dos ensaios fornecia
automaticamente a variação de volume da amostra, valores estes confirmados e
corroborados através da leitura da variação de volume no interior das buretas. Cada
incremento de tensão confinante era pré-determinado pelo operador do ensaio,
geralmente estipulado no aumento de 50% da pressão da câmara para cada novo
acréscimo.
No processo de descarregamento das amostras, um novo decréscimo de
tensão era realizado assim que a variação de volume devido ao decréscimo anterior
fosse considerado desprezível.
Realizado o descarregamento, o óleo do interior da amostra era removido por
pressão de ar para um reservatório, procedendo-se então a limpeza do interior do
equipamento, a fim deste receber uma nova amostra.
O tempo de ensaio das amostras foi variável, ficando entre 3 e 5 dias, desde a
montagem até o fim do descarregamento.
CAPÍTULO 4
RESULTADOS E ANÁLISES
TRANSPORTE DE CONTAMINANTES
Neste capítulo são apresentados os resultados referentes à primeira fase dos
ensaios de coluna, na qual os fenômenos de transporte de contaminantes foram
determinados.
A primeira fase dos ensaios de coluna, como já citado anteriormente, é
baseada na teoria de transporte de contaminantes por solos porosos saturados, com
fonte de contaminação constante. Obteve-se especial cuidado quanto a real
saturação da amostra com água previamente ao início da percolação com ácido
sulfúrico, o que nos permite o emprego das formulações para ambientes saturados,
teoricamente simplista frente àquela com ambiente não saturado. Tal fato não pode
ser assegurado devido à impossibilidade da aplicação de pressões confinantes
radiais e contrapressões, mas admite-se tal fato e corrobora-se o mesmo através da
medição das umidades das amostras ao fim dos ensaios.
A fase de percolação com águas ácidas teve tempo variado entre todas as
amostras ensaiadas, variando entre o mínimo de 76 horas para a amostra sem
cimentação, percolada por ácido sulfúrico na concentração de 10% sob gradiente
hidráulico 10, até o oposto de mais de 7800 horas para a amostra de solo com 2%
de cimento, percolada por ácido sulfúrico na concentração de 2% sob gradiente
hidráulico 10. A fase de percolação era dita encerrada quando a concentração de
contaminantes no lixiviado fosse igual a concentração de contaminantes na entrada
da amostra, ou seja, quando C/Co fosse igual a 1. Tais concentrações foram
determinadas a partir do emprego da condutividade elétrica das águas no percolado
e na entrada da amostra. A condição de C/Co=1 não foi alcançada em dois dos
casos estudados, que serão apresentados posteriormente.
Inicia-se a apresentação dos resultados a partir das amostras ensaiadas sem
cimentação.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
93
4.1 AMOSTRAS SEM CIMENTAÇÃO
As curvas breakthrough (variação da relação C/Co versus V/Vv) obtidas nos
ensaios edométricos modificados são apresentadas nas Figura 4.1, 4.2 e 4.3, para
concentrações de ácido no líquido percolante de 2, 6 e 10% respectivamente, para
gradientes hidráulicos de 10 e 20, juntamente ao comportamento da concentração
relativa (C/Co) versus tempo de ensaio.
A partir das curvas breakthrough se faz possível o cálculo do fator de
retardamento R, descrito no Capítulo 2 desta tese. A partir de R, é possível a
determinação do número de Peclet (Pe), do coeficiente de afinidade (kd) e
conseqüentemente do coeficiente de dispersão hidrodinâmica (Dh). Lembra-se que
nesta tese, o valor de Dh é atribuído em sua totalidade ao coeficiente de difusão,
visto que considera-se não haver dispersão hidrodinâmica por advecção, visto o
baixo índice de vazios das amostras ensaiadas.
Percebe-se a partir das curvas breakthrough (Figura 4.1) a ascenção da curva
para gradiente hidráulico 10 apenas após V/Vv superior a uma unidade,
diferentemente à curva correspondente ao gradiente 20, onde se nota uma tendência
de ascendência da curva anteriormente à percolação de uma vez o volume de poros
da amostra (para 2, 6 e 10% de ácido sulfúrico na solução).
Em termos de concentração relativa versus tempo (Figura 4.1 (b)), observa-se
um crescimento mais precoce da razão C/Co para gradiente 20 do que para
gradiente 10 para amostras percoladas por 2 e 6% de ácido dissolvido no percolante,
o que não foi observado de forma expressiva no caso de percolação por 10% de
acidez.
Nas Tabelas 4.1 e 4.2 são apresentados os resultados obtidos para o número
de Peclet, fator de retardamento R e dispersão hidrodinâmica (adotado como sendo
devido essencialmente à Difusão molecular), para gradientes de 10 e 20 unidades
respectivamente, em corpos de prova formados apenas por arenito Botucatu sem
cimentação.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
94
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7
Volume total percolado pela amostra / Volume de Vazios da amostra (V/Vv)
Concentração Relativa - C/Co .
i = 10
i = 20
(a)
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150
Tempo de ensaio (horas)
Concentração Relativa - C/Co .
i = 10
i = 20
(b)
Figura 4.1 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para solução
percolante com 2% ácido sulfúrico, solo sem cimentação.
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0
Volume total percolado pela amostra / Volume de Vazios da amostra (V/Vv)
Concentração Relativa - C/Co .
i = 10
i = 20
(a)
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150
Tempo de ensaio (horas)
Concentração Relativa - C/Co .
i = 10
i = 20
(b)
Figura 4.2 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para solução
percolante com 6% ácido sulfúrico, solo sem cimentação.
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0
Volume total percolado pela amostra / Volume de Vazios da amostra (V/Vv)
Concentração Relativa - C/Co .
i = 10
i = 20
(a)
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150
Tempo de ensaio (horas)
Concentração Relativa - C/Co .
i = 10
i = 20
(b)
Figura 4.3 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para solução
percolante com 10% ácido sulfúrico, solo sem cimentação.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
95
Tabela 4.1 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=10 (0% cimento).
% ácido no
percolado
Dh
(cm
2
/s)
R Pe
2% 9,61 x 10
-4
1,644 1,481
6% 3,734 x 10
-3
1,574 0,133
10% 2,189 x 10
-3
1,289 0,084
Tabela 4.2 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=20 (0% cimento).
% ácido no
percolado
Dh
(cm
2
/s)
R Pe
2% 1,345 x 10
-3
1,868 1,239
6% 4,523 x 10
-3
1,127 0,262
10% 6,072 x 10
-3
0,959 0,150
O fator de retardamento R foi calculado para todas as amostras segundo
metodologia apresentada no Capítulo 2, para casos onde tem-se Pe << 5. A variação
do fator de retardamento R versus a percentagem de ácido adicionado ao percolante
é apresentada na Figura 4.4.
O fator de retardamento do solo apresentou diminuição para maiores níveis de
ácido no percolante, fato este teoricamente esperado. Esta tendência foi observado
em ambos os gradientes estudados.
Os valores de Peclet (Pe) obtidos demonstram, segundo a Figura 4.5, que o
transporte por dispersão hidrodinâmica se dá por ambos advecção e difusão, em
uma zona de transição entre estes, visto que valores entre 0,01 < Pe < 5
caracterizam a fase de transição entre migração puramente por difusão e por
advecção. Porém é correto admitir que os valores de Peclet são relativamente
baixos, o que nos leva a considerar como correta a consideração que a dispersão
hidrodinâmica se dá essencialmente por difusão molecular.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
96
1.289
1
1.574
1.644
1.868
1.127
0.8
0.9
1.0
1.1
1.2
1.3
1.4
1.5
1.6
1.7
1.8
1.9
2.0
0% 2% 4% 6% 8% 10%
% de ácido no percolante
Coeficiente de Retardamento - R
i = 10
i = 20
Figura 4.4 – Variação do fator R versus % de ácido na solução percolante, sem cimentação.
Ocorre um aumento da dispersão hidrodinâmica conforme aumenta o nível de
ácido no percolante, exceto para o ensaio com 10% de ácido na solução, e gradiente
hidráulico 10, cujo Dh decresceu. Observa-se uma variação muito pequena nos
valores de Dh nos corpos de prova submetidos à mesma concentração de ácido no
percolante, porém com gradientes distintos, mostrando que o gradiente pouco
influenciou nos valores de dispersão hidrodinâmica, lembrando-se mais uma vez a
exceção citada. Este comportamento fica dentro do esperado com base na hipótese
assumida inicialmente, de que Dh seria integralmente dependente da difusão, e
assim sendo, tal variação do gradiente não traria mudanças significativas no valor
final de Dh.
A partir do conhecimento da dispersão hidrodinâmica (Dh) para cada
gradiente, bem como da velocidade média de fluxo (
ν
) durante o ensaio, é possível
aplicar a equação simplificada de Ogata-Banks, para a determinação do parâmetro
de difusão molecular (D*) e do coeficiente de dispersividade (
α
). Porém, de acordo
com Shackelford (1991), visto o predomínio do transporte por difusão (ver valores de
Pe), deve-se considerar Dh = D*, mesma hipótese adotada nesta tese.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
97
0.551
0.274
1.481
1.239
0.242
0.144
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
0% 2% 4% 6% 8% 10%
% de ácido no percolante
Peclet Number - Pe
i = 10
i = 20
Figura 4.5 – Variação do número de Peclat versus % de ácido na solução percolante (sem
cimentação)
Tabela 4.3 – Velocidade de Fluxo para amostras com
0% de cimento, i=10.
% ácido no percolado Velocidade média
de fluxo -
ν
(cm/s) *
Tempo total de
ensaio
V/Vv** final
2% 1,210 x 10
-4
86 horas 2,520
6% 5,289 x10
-5
119,4 horas 2,445
10% 5,724 x10
-5
76,9 horas 2,164
* ν = razão entre (vazão / área transversal) e a porosidade da amostra;
** V/Vv – razão entre o volume total percolado pelo corpo de prova e o volume de vazios da
amostra, onde Vv = 126,56 cm³.
Tabela 4.4 – Velocidade de Fluxo para amostras com
0% de cimento, i=20.
% ácido no percolado Velocidade média
de fluxo -
ν
(cm/s) *
Tempo total de
ensaio
V/Vv** final
2% 1,890 x 10
-4
124,2 horas 6,23
6% 1,137 x 10
-4
79,3 horas 2,58
10% 9,09 x 10
-5
77,12 horas 2,20
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
98
Nas Tabelas 4.3 e 4.4 são apresentados valores de velocidade média de
fluxo, tempo total de cada ensaio bem como a razão final entre volume total
percolado e volume de vazios da amostra, para gradientes de 10 e 20
respectivamente. Nestas, é possível observar maiores velocidades médias de fluxo
para maiores gradientes, fato este esperado. A variação da velocidade de fluxo para
diferentes condições é apresentada na Figura 4.6
1,83E-04
7,89E-05
9,79E-05
5,92E-05
9,09E-05
1,14E-04
0,0E+00
2,0E-05
4,0E-05
6,0E-05
8,0E-05
1,0E-04
1,2E-04
1,4E-04
1,6E-04
1,8E-04
2,0E-04
0% 2% 4% 6% 8% 10%
% de ácido no percolante
v - velocidade de fluxo (cm/s)
i = 10
i = 20
Figura 4.6 – Variação da velocidade de fluxo das amostras versus acidez, sem cimentação.
Valores do pH no decorrer dos ensaios tiveram variações bruscas após a
troca do percolante de água para soluções ácidas. Os efeitos da acidez do
percolante no pH na saída da amostra foram observados quando o volume total
percolado se aproxima do volume de vazios da amostra. Em alguns casos,
anteriormente ao V/Vv = 1, já era possível detectar alterações do pH, principalmente
em gradientes hidráulicos de 20 unidades.
Nas Figuras 4.7 e 4.8 são apresentadas as variações do pH versus a razão
entre volume de percolado e volume de vazios da amostra, respectivamente para
gradientes hidráulicos iguais a 10 e 20. Percebe-se claramente que as amostras
percoladas sob gradiente 10 apenas apresentam quedas dos valores de pH após ser
percolado pela amostra uma vez o volume de vazios desta, ao contrário do
percebido em amostras percoladas por gradiente 20, as quais apresentaram uma
queda precoce do pH se comparadas às percoladas por gradiente 10.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
99
Foi determinado o coeficiente de distribuição (k
d
) do solo para os ensaios
realizados, sendo os valores apresentados na Tabelas 4.5 para concentrações de
ácido de 2, 6 e 10%. Este fator pode ser definido como sendo uma medida da
afinidade do contaminante com um determinado solo.
i = 10
0.00
0.50
1.00
1.50
2.00
2.50
3.00
3.50
4.00
4.50
5.00
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.0
V/Vv
pH do lixiviado
2% ácido sulfúrico
6% ácido sulfúrico
10% ácido sulfúrico
Figura 4.7 – variação do pH versus V/Vv, com i=10, sem cimentação.
i=20
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
4.0
4.5
5.0
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.0
V/Vv
pH do lixiviado
2% ácido sulfúrico
6%ácido sulfúrico
10% ácido sulfúrico
Figura 4.8– variação do pH versus V/Vv, com i=20, sem cimentação.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
100
Observa-se uma diminuição da afinidade entre o solo e o contaminante
quando o gradiente passa de 10 para 20, exceto no caso de 2% de ácido na solução,
onde houve um aumento desta afinidade. Um fato de destaque que pode ser
observado na Tabela 4.5 é o coeficiente
k
d
para gradiente 20, e 10% de ácido na
solução, onde foi obtido um valor ligeiramente negativo do coeficiente, mostrando
que o solo teoricamente não apresenta qualquer afinidade de contato para com uma
solução a este nível de acidez, neste gradiente. Este comportamento pode ser
observado da mesma forma na Figura 4.9.
Tabela 4.5 – Coeficiente
k
d
(sem cimentação)
.
Concentração ácida Gradiente R
Coeficiente
k
d
(cm³/g)
10 1,644 0,0799
2%
20 1,868 0,1077
10 1,574 0,0712
6%
20 1,127 0,0157
10 1,289 0,0360
10%
20 0,958 0,0000
0.016
0.036
0.071
0.080
0.000
0.108
0.00
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
0.09
0.10
0.11
0.12
0% 2% 4% 6% 8% 10%
% de ácido no percolante
Coeficiente Kd
i = 10
i = 20
Figura 4.9 – Variação do coeficiente k
d
versus % de ácido no percolante (0% de cimento).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
101
Analisando-se os resultados obtidos a partir dos ensaios sob percolação de
soluções ácidas com 2% de ácido sulfúrico dissolvido, percebe-se que as curvas
breakthrough não sofreram variações significativas quando o gradiente na qual a
percolação passou de 10 para 20, conforme Figura 4.1 (a). A partir do pressuposto
que o contaminante apenas pode vir a migrar devido à advecção e por dispersão
hidrodinâmica devido às condições impostas, apenas o primeiro poderia vir a variar,
já que o segundo (Dh) é considerado como sendo 100% devido à difusão
(lembrando-se que a difusão não é influenciada pelo gradiente, fato este corroborado
a partir dos resultados de Dh das Tabelas 4.1 e 4.2, onde percebe-se uma variação
insignificante na passagem de gradiente 10 para 20). Relembrando os valores de
“ground water velocity” (velocidade de percolação da solução pela amostra),
ν
,
percebe-se um aumento de algo em torno de 55% deste na passagem do gradiente
10 para o gradiente 20. A partir do conhecimento de que maiores gradientes
hidráulicos “estimulam” a formação de caminhos preferencias de fluxo pela amostra,
acredita-se que por esta razão, ocorreu uma ascenção da curva breakthrough para
gradiente 20 antes de percolado uma vez o volume de vazios da amostra.
Ainda sobre amostras percoladas por solução 2% ácida, em termos de tempo
de ensaio, verifica-se que o ensaio executado sob gradiente 20 foi mais rápido do
que o executado sob gradiente 10 em termos de tempo de ensaio, porém o primeiro
exigiu um maior volume percolado para que a concentração relativa (C/Co)
alcançasse o valor 1,00. A partir do pressuposto de que o contaminante passou a
percolar através de caminhos preferenciais de fluxo na amostra quando este foi
submetido a gradiente 20, sabe-se que este demanda de um maior volume de líquido
a ser percolado, a fim de que aos poucos, este complete todos os poros da amostra
(os que não fazem parte do caminho preferencial de fluxo), através de uma
dispersão transversal. Esta teoria é a considerada a mais aceitável para que se
possa explicar a necessidade de um maior volume a ser percolado para a amostra
submetida a um maior gradiente hidráulico.
Observa-se que as curvas breakthrough para percolações com soluções 6%
ácidas (Figura 4.2-a) se sobrepuseram a partir da segunda metade do ensaio. Nota-
se um aumento precoce da concentração relativa para gradiente 20, com
aproximadamente 0,3 vezes o volume de vazios da amostra percolado. Após um
rápido aumento, a curva estabilizou, passando a acompanhar a curva do ensaio
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
102
executado sob gradiente 10. Seguindo-se com o assumido da formação de caminhos
preferenciais de fluxo por meio da amostra quando esta é submetida a gradiente 20,
acredita-se que este ensaio apresentou uma rede de ligação de poros muito
pequena, de maneira a fazer com que parte do contaminante alcansasse
rapidamente a base da amostra, estabilizando sua concentração no percolado. A
partir de aproximadamente 1,2 vezes o volume de poros sendo percolado pelo
contaminante, verifica-se que o eixo transversal da frente de contaminação
realmente chega à base da amostra (ponto de leitura), havendo então o crescimento
da concentração relativa até o limite C/Co=1. Passando a análise para o tempo
necessário de ensaio para que a concentração relativa 1,00 fosse alcançado,
percebe-se um deslocamento da curva correspondente a gradiente 20 para a direita
da curva do gradiente 10, conforme já observado nos ensaios executados com
soluções 2% ácidas, caracterizando um ensaio que demanda de menos horas de
teste. O número de poros percolados necessários à obtenção de C/Co=1 foi
ligeiramente maior para a percolação sob gradiente 20, visto que se acredita que o
caminho preferencial formado neste ensaio é realmente muito pequeno, não se
fazendo uma percolação exagerada de volume de poros conforme observado na
amostra ensaiada com 2% de ácido, fato já abordado anteriormente.
Nas curvas breakthrough das amostras percoladas por uma solução 10%
ácida, percebe-se pela primeira vez até o momento, que a projeção de um ponto
C/Co=0.5 no eixo V/Vv retorna um valor inferior a 1,00. Amostras anteriores
apresentaram para gradiente 20 um aumento de C/Co para valores inferiores a 1
V/Vv, porém sempre o eixo correspondente à 50% da concentração relativa ficando
além do ponto V/Vv=1. Tem-se segundo a literatura que na maioria dos casos onde
a projeção do ponto C/Co=0.5 no eixo x retorna um valor inferior a uma unidade,
assim também há de ser o valor do fator de retardamento (R) da amostra, mostrando
que o solo teoricamente não possui qualquer ação contra tamanha contaminação.
Observa-se a seguir como ocorreu a variação dos coeficientes característicos de
transporte de contaminantes devido à passagem do gradiente de 10 para 20
unidades:
•
Dispersão Hidrodinâmica aumentou 3 vezes (maior aumento de Dh
observado para todos os ensaios realizados);
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
103
•
Coeficiente de Peclet dobrou seu valor (indica aumento da parcela
advectiva dentro da dispersão hidrodinâmica);
•
Velocidade média de fluxo ficou próxima de dobrar seu valor;
A partir destas considerações, admite-se que neste caso em particular, a
premissa de que a dispersão hidrodinâmica é totalmente atribuída à difusão
molecular como sendo falsa, visto que se verdadeira fosse, não poderia ser
observada tamanha diferença entre os valores de Dh apenas devido à troca de
gradiente de 10 para 20.
Relembrando-se a Equação 2.27, e sabendo-se que D* não sofre variação
devido à troca de gradiente,
α
é uma constante, o fator que pode vir a variar
significativamente o valor de Dh é atribuído à velocidade de fluxo
ν
, a qual segundo
os resultados, ficou próxima a dobrar de valor devido ao aumento do gradiente. Um
aumento da parcela advectiva da dispersão hidrodinâmica também é corroborado a
partir da duplicação do valor do coeficiente de Peclet.:
x
vDDh
×
+
=
α
*
Equação (2.27)
Os valores de Dh para todos os ensaios analisados apresentaram ligeiro
aumento quando o percolante ácido passou a ser percolado a um gradiente
hidráulico 20, ao invés de 10, corroborando o pressuposto de que a não
consideração da segunda parcela da equação 2.27 não retornaria erros
significativos. Um caso que merece destaque realmente é o ensaio submetido à
maior contaminação (10%) e gradiente (20), sendo que neste caso, a segunda
parcela da Equação 2.27 passa a ser significativa dentro da determinação do valor
de Dh.
Analisando-se os valores do fator de Retardamento R para os ensaios com
amostras não cimentadas, observam-se valores característicos de R para solos ditos
“não reativos”, ou seja, solos que apresentam um pH da mesma característica do
contaminante. Neste caso, destaca-se que o arenito Botucatu empregado nesta
pesquisa apresenta um pH~4,7, ou seja, ácido, assim como o contaminante. Os
valores ditos característicos de solos não reativos são próximos a uma unidade de
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
104
retardamento (R~1). No caso que já mereceu destaque anteriormente (percolação
com 10% de ácido sob gradiente 20) apresentou um valor negativo de R, conforme
esperado, visto que a projeção do ponto C/Co=0,5 na curva, retorna um valor de
V/Vv também inferior a 1, indicando uma baixíssima ou nula capacidade do solo em
reter, ao menos em partes, a propagação da frente de contaminação, como visto em
casos de percolações de menores quantidades de ácido no percolante.
Os valores dos coeficientes de Peclet decresceram gradativamente para
maiores quantidades de ácido dissolvido no percolante. Lembrando-se que Pe indica
o tipo de transporte que comanda a dispersão hidrodinâmica (difusão molecular ou
advecção), observa-se que maiores níveis de contaminação retornam maiores
parcelas de Dh devido à difusão do que devido à parcela advectiva. Tais variações
nos valores de Pe foram da ordem de até 100% na troca de gradiente, porém
salienta-se que é uma variação considerada praticamente insignificativa, visto que os
valores permanecem na mesma ordem de grandeza, já que segundo a teoria, os
valores de Peclet variam de um mínimo 0,001 (fortemente difusivo) a 100 (totalmente
advectivo), fazendo que uma variação do fator de 0,1 para 0,2 por exemplo, não seja
significativa, ou seja, não indique a troca do fenômeno comandante da dispersão
hidrodinâmica.
Em termos de velocidade média de fluxo, observa-se um acréscimo desta
quando o gradiente hidráulico na qual a solução foi percolada pela amostra passou
de 10 para 20 unidades, conforme esperado, visto que maiores gradientes
normalmente retornam maiores velocidades de percolação. Não foram observadas
variações significativas da velocidade média de fluxo para ensaios realizados sob
mesmo gradiente, onde apenas a quantidade de ácido no percolante variou.
Acredita-se que houve uma reorganização da amostra em termos de porosidade,
fato que será argumentado no item 5.2, fazendo com que houvessem variações da
velocidade de fluxo do topo até a base, porém sem que a média das velocidades
fossem alteradas.
A partir das Figuras 4.7 e 4.8 (variação do pH do efluente versus V/Vv, para
gradientes 10 e 20 respectivamente), percebe-se um comportamento similar entre
todas as amostras percoladas sob gradiente hidráulico 10, sendo que em todos os
casos, as diminuições do pH do efluente se deram apenas após V/Vv > 1, ou seja,
após a substituição teórica da água destilada presente na amostra, pela solução
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
105
ácida em questão. Estas reduções de pH versus o volume de poros percolados
corroboram o comportamento já visualizado nas curvas breakthrough, sendo que as
reduções de pH e o aumento da concentração relativa (C/Co) foram percebidas sob
o mesmo valor de poros percolados (V/Vv). A segunda figura, diferentemente da
primeira, aponta a quedas do valor de pH do efluente das amostras a partir de
valores inferiores de poros percolados, comparados aos casos de percolações sob
gradiente 10. As fortes quedas do pH se deram a valores de poros percolados de
entre 0,5 e 0,6, resultado este que só pode ser explicado pela formação de caminhos
preferenciais (por menores que fossem) dentro da amostra, visto que o único fator
que sofreu variação foi o gradiente hidráulico.
Procedeu-se uma verificação da quantidade necessária de uma solução de
água destilada com 2% de ácido sulfúrico dissolvido para que variasse
significativamente o pH de um litro de água destilada, com o objetivo de se verificar a
sensibilidade do percolado para com o contaminante, buscando-se verificar se um
caminho preferencial de fluxo dentro da amostra, mesmo muito pequeno, pudesse
variar de tal forma o pH do percolado. O resultado desta rápida verificação retornou
um importante e significativa resposta, sendo que apenas uma gota (~1.2ml) da
solução com 2% de ácido foi suficiente para promover a queda do pH de um litro da
água empregada de um valor de 7.0 para 3.2. Assim sendo, com base teórica e nos
indícios apresentados, acredita-se na formação de um caminho preferencial de fluxo
realmente muito pequeno porém decisivo em termos de propagação da
contaminação, em amostras percoladas sob gradiente 20.
Analisando-se os valores encontrados para o coeficiente de distribuição – kd
para as amostras sem cimentação, percebe-se um valor médio em torno de 0,06,
sendo que em um dos casos, encontrou-se um valor negativo (para i=20 e
percolante com 10% de ácido dissolvido). Valores desta ordem são considerados
baixíssimos, o que são indicativos de uma afinidade igualmente baixíssima entre o
solo ensaiado e o contaminante em questão. Lembrando-se que o arenito Botucatu
empregado como solo matriz das amostras, possui um pH de aproximadamente 4,7,
ou seja, ácido tal como ao percolante, percebe-se o motivo de tal baixa afinidade. A
partir da formulação que retorna o valor de kd, percebe-se que este é obtido em
função do fator de retardamento R (variável) e de outras duas constantes
(porosidade e da massa específica aparente seca do solo), o que faz que o
coeficiente kd apresente uma variação da mesma natureza do coeficiente R.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
106
4.2 AMOSTRAS COM 1% DE CIMENTO
Nas Figuras 4.10 e 4.11 são apresentadas as curvas breakthrough para
amostas com 1% de cimento, percoladas por soluções de 2 e 6% de ácido sulfúrico,
sob gradientes hidráulicos de 10 e 20. Diferentemente das amostras sem cimentação
apresentadas no item anterior, é possível visualisar o deslocamento das curvas
breakthrough (ambos gradientes) para a direita, o que é indicado no Capítulo 2 como
característica da presença de um elemento retardante da propagação da frente de
contaminação na composição da amostra. Na Figura 4.10 (a) não percebe-se em
grande escala os efeitos da variação do gradiente hidráulico de 10 para 20, visto que
as curvas breakthrough sobrepõem-se em alguns pontos. Na Figura 4.10 (b),
diferentemente da 4.10 (a), percebe-se os efeitos do gradiente na concentração
relativa do percolado, visto que a ascenção da concentração relativa para gradiente
20 é aproximadamente 5 vezes mais rápida do que para gradiente 10. A literatura
explica que para materiais homogêneos, os efeitos do gradiente hidráulico apenas
sejam percebidos quando a concentração relativa é plotada em função de tempo,
não sendo percebidos os efeitos do mesmo em curvas concentração relativa versus
volume de poros percolados, comportamento este obtido para as amostras com 1%
de cimento e 2% de acidez do percolante.
Para uma acidez do percolante de 6% de ácido sulfúrico, os efeitos do
gradiente hidráulico foram também visualisados na Figura 4.11 (b), porém o aumento
da acidez do percolante interferiu no comportamento breakthrough (o que não
ocorreu para 2% de acidez), fazendo com que o número de poros percolados
necessários ao crescimento da concentração relativa fosse 2.5 vezes menor para
gradiente 20 do que para gradiente 10.
Comparando-se as Figuras 4.10 (a) e 4.11 (a), percebe-se que um aumento
da acidez do percolante de 2% para 6% resulta em um deslocamento das curvas
breakthrough para a esquerda, o que é característico do aumento do potencial
contaminante do percolante ou da redução da capacidade de retardamento do solo.
Neste caso, o deslocamento é explicado pelo aumento do potencial ácido do
percolante.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
107
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Volume total percolado pela amostra / Volume de Vazios da amostra (V/Vv)
Concentração Relativa - C/Co .
i = 10
i = 20
(a)
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200
Tempo de ensaio (horas)
Concentração Relativa - C/Co .
i = 10
i = 20
(b)
Figura 4.10 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para solução
percolante com 2% ácido sulfúrico, solo com 1% de cimento.
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Volume total percolado pela amostra / Volume de Vazios da amostra (V/Vv)
Concentração Relativa - C/Co .
i = 10
i = 20
(a)
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200
Tempo de ensaio (horas)
Concentração Relativa - C/Co .
i = 10
i = 20
(b)
Figura 4.11 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para solução
percolante com 6% ácido sulfúrico, solo com 1% de cimento.
Em termos de tempo, percebe-se um aumento significativo do tempo
necessário de ensaio para o crescimento da concentração relativa do efluente,
quando o percolante passou a ser percolado de um gradiente 10 para 20, conforme
Figuras 4.10 (b) e 4.11 (b), de forma mais significativa em ensaios com gradiente 20,
quando a acidez do percolante passou de 2 para 6%.
Se os gráficos das amostras não cimentadas e das amostras com 1% de
cimento fossem comparados, perceberia-se o grande aumento do tempo necessário
de ensaio para a ascenção da concentração relativa, de valores entre 10 e 40 horas
para valores entre 100 e 700 horas.
Nas Tabelas 4.6 e 4.7 são apresentados os resultados obtidos de Dispersão
Hidrodinâmina (Dh), coeficiente de Retardamento R e Peclet para as amostras com
1% de cimento percoladas por 2 e 6% de ácido sulfúrico, sob gradientes 10 e 20
respectivamente.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
108
Tabela 4.6 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=10 (solo com 1% de
cimento).
% ácido no
percolado
Dh
(cm
2
/s)
R Pe
2% 1,54 x 10
-3
7.04 0.269
6% 3,84 x 10
-4
3.18 0.303
Tabela 4.7 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=20 (solo com 1% de
cimento).
% ácido no
percolado
Dh
(cm
2
/s)
R Pe
2% 1,11 x 10
-3
6.69 1.119
6% 1,34 x 10
-4
2.13 1.727
Os valores de dispersão hidrodinâmica para amostras percoladas sob
gradiente 20 foram inferiores àquelas amostras percoladas sob gradiente 10, porém
na mesma escala de grandeza. Para amostras percoladas sob mesmo gradiente, o
aumento da acidez do percolante de 2% para 6% proporcionou a diminuição dos
valores de Dh em uma ordem de grandeza.
Valores dos coeficientes de retardamento foram superiores àqueles
verificados para amostras sem cimentação. O solo apresentou valores de
retardamento superiores de R para percolantes com 2% de ácido sulfúrico do que
para percolantes com 6% de ácido, demonstrando uma maior capacidade do solo em
reter contaminantes menos agressivos. O valor máximo de R para amostras sem
cimentação foi de 1,868, muito inferior ao máximo de 7,04 verificado para uma das
amostras com 1% de cimento.
Os valores de Peclet foram inferiores para amostras com 1%, se comparadas
a amostras sem cimentação, para 2% de acidez do percolante. De forma contrária,
os valores de Peclet foram maiores para amostras superiores para amostras com 1%
de cimento, comparadas a amostras sem cimento.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
109
Nas Figuras 4.12, 4.13 e 4.14 são apresentadas as variações dos coeficientes
de dispersão hidrodinâmica, Fator de Retardamento e Peclet respectivamente, para
amostras com 1% de cimento.
A variação da velocidade de fluxo do percolante para diferentes condições em
amostras com 1% de cimento é apresentada na Figura 4.15. As Tabelas 4.8 e 4.9
apresentam a variação da velocidade média de fluxo, tempo total de ensaio, bem
como volume total de poros percolados (V/Vv), para gradientes hidráulicos de 10 e
20 unidades respectivamente.
1.54E-03
3.84E-04
1.11E-03
1.34E-04
0.0000
0.0002
0.0004
0.0006
0.0008
0.0010
0.0012
0.0014
0.0016
0.0018
0% 2% 4% 6% 8%
% ácido na solução percolante
Dh
i = 10
i = 20
Figura 4.12 – Variação de Dh versus acidez do percolante (solo com 1% de cimento).
3.18
7.039
6.69
2.13
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
6.0
7.0
8.0
0% 2% 4% 6% 8%
% de ácido na solução
Coeficiente de Retardamento - R
i = 10
i = 20
Figura 4.13 – Variação de R versus acidez do percolante (solo com 1% de cimento).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
110
0.303
0.269
1.119
1.767
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
0% 2% 4% 6% 8%
% de ácido na solução
Peclet Number - Pe
i = 10
i = 20
Figura 4.14 – Variação de Pe versus acidez do percolante (solo com 1% de cimento).
Tabela 4.8 – Velocidade de Fluxo para amostras com
1% de cimento, i=10.
% ácido no percolado Velocidade média
de fluxo -
ν
(cm/s)
Tempo total de
ensaio
V/Vv final
2% 4,14 x 10
-5
1055 horas 15.03
6% 1,16 x 10
-5
1100 horas 5.52
Tabela 4.9 – Velocidade de Fluxo para amostras com
1% de cimento, i=20.
% ácido no percolado Velocidade média
de fluxo -
ν
(cm/s)
Tempo total de
ensaio
V/Vv final
2% 1,24 x 10
-4
971 horas 42.90
6% 2,37 x 10
-5
814 horas 6.00
Os valores da velocidade média de fluxo (
ν
) foram na maioria dos casos,
inferiores em uma ordem de grandeza para amostras com 1% de cimento do que
para amostras sem cimentação, conforme visualizado nas Tabelas 4.3, 4.4, 4.8 e
4.9. Para amostras com 1% de cimento, o aumento do gradiente de 10 para 20
proporcionou um aumento da velocidade média de fluxo. Em termos de tempo de
ensaio, a adição de 1% de cimento fez com que os tempos médios de ensaios
ficassem entre 800 e 1100 horas.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
111
1.22E-04
1.14E-05
4.05E-05
2.32E-05
0.0E+00
2.0E-05
4.0E-05
6.0E-05
8.0E-05
1.0E-04
1.2E-04
1.4E-04
0% 2% 4% 6% 8%
% de ácido na solução
i = 10
i = 20
(cm/s)
Figura 4.15 – Variação da velocidade média de fluxo versus acidez do percolante (solo com 1% de
cimento).
As Figuras 4.16 e 4.17 apresentam a variação do pH do lixiviado versus a
razão entre volume total percolado e o volume de vazios da amostra, para gradientes
10 e 20 respectivamente. Nestas, percebe-se em termos de pH um comportamento
similar do observado nas curvas breakthrough, ou seja, conforme aumenta o valor da
concentração relativa (C/Co), diminui o valor de pH, para um mesmo V/Vo. Na Figura
4.17, percebe-se um deslocamento das curvas para a esquerda, se comparadas às
curvas da Figura 4.16, fator este que se deve ao aumento do gradiente hidráulico
imposto ao percolante.
i = 10
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16
V/Vv
pH do percolado
2% ácido sulfúrico
6% ácido sulfúrico
Figura 4.16 – Variação do pH do percolado versus V/Vv para amostras com 1% de cimento e
gradiente hidráulico 10.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
112
i = 20
0.0
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
6.0
7.0
8.0
9.0
10.0
11.0
12.0
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
V/Vv
pH do percolado
2% ácido sulfúrico
6% ácido sulfúrico
Figura 4.17 – Variação do pH do percolado versus V/Vv para amostras com 1% de cimento e
gradiente hidráulico 20.
0.142
0.274
0.759
0.716
0.10
0.20
0.30
0.40
0.50
0.60
0.70
0.80
0% 2% 4% 6% 8%
% de ácido na solução
coeficiente Kd
i = 10
i = 20
Figura 4.18 – Variação do coeficiente k
d
versus % de ácido no percolante (1% cimento).
Na Tabela 4.10 são apresentados os valores do coeficiente kd para as
diferentes combinações ensaiadas com 1% de cimento. Tal variação pode ser da
mesma forma observada na Figura 4.18, onde percebe-se o aumento do valor de
k
d
para amostras com 1% de cimento, em comparação à amostras sem cimento.
Em amostras com 1% de cimento (Tabela 4.10), percebe-se uma maior
afinidade entre solo e contaminante para baixos níveis de contaminação e baixos
gradientes, aumentando para maiores gradientes e níveis de ácido no percolante.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
113
Tabela 4.10 – Coeficiente
k
d
(1% de cimento)
Concentração ácida Gradiente R Coeficiente k
d
(cm³/g)
10 7.039 0.759
2%
20 6.690 0.716
10 3.18 0.274
6%
20 2.13 0.142
Analisando a adição de 1% de cimento nas amostras, observa-se uma
significativa mudança do perfil do meio, visto que este passou de um pH ácido para
outro fortemente alcalino (mesmo com apenas 1% de cimento adicionado). Os
primeiros reflexos desta adição alcalina são percebidos a partir da plotagem das
curvas breakthrough, visto que a amostra parte de um pH inicial em torno de 10
unidades maior do que o percolante, o que acresce em muito, segundo a teoria, a
capacidade de retardamento do meio.
A partir então das curvas breakthrough (Figuras 4.10 e 4.11), percebe-se um
deslocamento para a direita da projeção do ponto C/Co=0.5 em ambas as curvas
(para diferentes gradientes), o que retorna a um acréscimo da capacidade de
retardamento da propagação da frente de contaminação por parte do meio.
Na Figura 4.10 (percolação com 2% de ácido na solução), ocorre uma
sobreposição média entre as curvas breakthrough para ambos os gradientes, com
ligeiro posicionamento à esquerda da curva correspondente a gradiente 20, no ponto
C/Co=0.5 (considerado o eixo da curva, e limite para determinação do coeficiente de
dispersão hidrodinâmica – Dh). Tal variação demostra que o aumento do gradiente
faz com que seja necessária a percolação de aproximadamente 6 vezes o volume de
vazios para que 50% do potencial total de contaminação seja percebido no percolado
(acima dos 50%, seria a fase dita irreversível, ou seja, com prejuízos permanentes e
não recuperáveis da amostra), inferior ao caso de percolação sob gradiente 10, onde
tal ponto é alcançado apenas nas proximidades de 8 vezes percolado os volumes de
poros da amostra.
Na segunda figura (4.11), correspondente à percolação com 6% de ácido,
percebe-se o deslocamento para a esquerda da curva correspondente à percolação
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
114
sob gradiente 20 em maiores proporções se comparado ao caso anterior (com 2% de
ácido). Este deslocamento não foi apenas do ponto médio, e sim de praticamente
toda a curva, havendo apenas uma sobreposição final. Este movimento da curva
para a esquerda indica claramente que o solo perde em partes a capacidade de
retardamento provida pela adição de cimento, perda essa devido ao contaminante
ser imposto à amostra em condições mais desfavoráveis, ou seja, sob um maior
gradiente hidráulico. Ainda nesta figura, visualiza-se que mesmo antes que a relação
V/Vv fosse igual a uma unidade, já existe uma ascenção da curva breakthrough para
i=20, caso semelhante à amostra também percolada sob gradiente 20 e solução com
6% de ácido, porém sem cimento. No caso da amostra percolada sob gradiente 10 e
1% de cimento, o ganho devido à adição de cimento foi obtido para ambas as
quantidades de ácido no percolante (2 e 6%), em termos aumento do número de
poros necessários à degradação teórica da amostra (C/Co=0,50). Resumindo, os
ganhos em termos de retardamento da propagação da frente de contaminação são
muito mais acentuados em amostras percoladas sob gradiente 10 comparadas à
gradiente 20.
Resultados que corroboram a grande contribuição proveniente da adição de
cimento às amostras são apresentados nas Figuras 4.10 (b) e 4.11 (b). Nestas,
seguindo a tendência observada a partir das curvas breakthrough, visualiza-se um
aumento significativo do tempo necessário de exposição da amostra ao percolante
ácido para que ocorra o equilíbrio das concentrações de entrada e saída da amostra
(C/Co=1), devido a inserção de 1% de cimento. Tal acréscimo de tempo de
exposição se deve basicamente à redução da condutividade hidráulica do meio, e
conseqüentemente da velocidade de percolação (advecção). Salienta-se porém que
os ganhos são muito mais expressivos para amostras percoladas sob gradiente 10
do que sob gradiente 20, não somente por prolongar o eixo C/Co=0,5 mais à direita,
mas por também reduzir de forma mais significativa a velocidade média de
percolação e por aumentar a durabilidade do meio, não só em termos de tempo de
exposição da amostra ao percolante, mas também em termos de número de poros
percolados.
A partir dos valores dos coeficientes de dispersão hidrodinâmica apresentados
nas Tabelas 4.6 e 4.7, percebe-se que os valores variam de uma forma muito pouco
expressiva para ensaios conduzidos sob mesma concentração de contaminantes,
porém a diferentes gradientes hidráulicos, indicando uma teórica predominância do
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
115
transporte por difusão, visto que o aumento do gradiente não retorna variações no
coeficiente, destacando-se que por menores que foram as tais variações, sempre
apresentaram redução dos valores para o maior gradiente.
Para amostras percoladas por uma solução com 2% de ácido sulfúrico
dissolvido, a adição de 1% de cimento não proporcionou variações significativas no
valor de Dh para 2 casos, e a manutenção de praticamente os mesmos valores para
outros 2 casos. A não variação deste coeficiente se deve a dois fatores:
•
variações do coeficiente de difusão molecular D*;
•
variações na velocidade média de fluxo -
ν
;
A partir dos valores de
ν
das Tabelas 4.3, 4.4, 4.8 e 4.9, percebe-se que para
todos os casos, ocorreu uma diminuição dos valores de
ν
devido à inserção de 1%
de cimento. Com um menor valor de
ν
, considerando os mesmos valores de difusão,
teriamos menores valores de Dh. Como em dois dos casos não foram registradas
variações, e em outros dois houve aumento de Dh, então afirma-se este ser em
função do aumento da parcela difusiva de transporte devido à adição de cimento,
porém um aumento de pouca expressão, tal qual foi a redução de
ν
, de forma que os
valores médios de Dh ficaram praticamente inalterados, mesmo com a variação das
parcelas que somodas, quantificam Dh.
Para amostras percoladas por solução com 6% de ácido, têm-se reduções em
uma ordem de grandeza dos valores correspondentes à dispersão hidrodinâmica
(Dh), a partir da adição de 1% de cimento. A partir dos valores dos coeficientes de
condutividade hidráulica dos ensaios, percebe-se um decréscimo também de uma
ordem de grandeza destes quando da adição de 1% de cimento. Como sabe-se
também que há um decréscimo da parcela difusiva devido à adição alcalina, nos
resta decifrar qual das parcelas (difusiva ou advectiva) que está comandando a
maior parte da redução de Dh. Neste ponto é que o coeficiente de Peclet se faz
importante, visto que este aponta ao transporte de maior influência dentro da
dispersão hidrodinâmica. Os valores de Pe apontam para uma variação não
padronizada dos resultados, visto que tal fator decresceu para percolações com 2%
de ácido, e aumentou para percolações com 6% de ácido. De forma geral, nota-se
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
116
uma manutenção da contribuição do transporte por difusão, e um ligeiro aumento da
parcela correspondente à advecção, visto que Pe aumentou em uma ordem de
grandeza para o caso extremo de ataque (i=20, 6% ácido).
Um dos princiais efeitos da adição de um elemento alcalino na massa de solo
que sofre percolação de um fuido ácido é o aumento da capacidade do material em
interagir contra a propagação do contaminante, ou seja, retardar seu avanço. Este
aumento do poderio defensivo do solo provido pela presença de cimento é percebido
a partir do grande aumento do fator de retardamento – R, o qual “mede” a
capacidade do meio em conter o contaminante. Este fator R apresentou significativo
aumento para amostras percoladas por soluções com 2% de ácido, em ambos
gradientes empregados, onde os coeficientes passaram de valores em torno de 1,6
unidades a aproximadamente 7,0. A alcalinidade do meio é que confere tal aumento
deste fator, visto que um maior número de poros deve ser percolado para que se
esgote a capacidade do solo em conter, ou retardar a propagação da frente de
contaminação.
Para ensaios percolados por solução com 6% de ácido, o acréscimo do
coeficiente R foi considerável, porém muito menos expressivo do que para amostras
percoladas por apenas 2% de ácido. Os valores variaram na ordem de 100%,
praticamente dobrando sua capacidade de retardamento. Este crescimento de R de
forma menos expressiva para um maior nível de contaminação pode ser associado à
grande severidade do ataque ácido nestas condições (concentração e gradiente),
lembrando-se que para o mesmo caso em amostras sem cimento, o fator R
encontrado foi pouco superior a 1,0, considerado um valor baixíssimo para R.
Valores encontrados para 1% de cimento e 6% de ácido no percolante ficaram entre
2 e 3 unidades, já considerados satisfatórios devido à severidade do meio.
A respeito de valores de Peclet, destaca-se que estes ficaram dentro de uma
faixa de variação de valores correspondente a uma contribuição mútua entre difusão
e advecção dentro do fenômeno de transporte por dispersão hidrodinâmica.
Os valores dos coeficientes de condutividade hidráulica não sofreram
variações significativas devido à adição de 1% de cimento, ficando os valores médios
em torno de 10
-7
cm/s. Em termos de velocidade média de fluxo do contaminante no
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
117
solo, verifica-se uma diminuição destes em basicamente uma ordem de grandeza
devido à adição alcalina, sendo os valores na ordem de 10
-5
cm/s. Conforme já
argumentado, o retardamento da propagação da frente de contaminação ácida causa
efeitos também na advecção, visto que o meio passa a impedir a passagem do fluído
ácido, diminuindo conseqüentemente a velocidade de percolação destes.
Um fato não previsto no programa experimental, e verificado no decorrer dos
ensaios, foi o tempo necessário à execução de uma amostra com presença de
cimento. Os ensaios que inicialmente necessitavam 120 horas no máximo para
serem realizados, passaram a demandar tempos de até 1100 horas devido à
presença de apenas 1% de cimento. Lembra-se que este tempo é contado a partir do
início da percolação ácida através da amostra, encerrando-se quando a
concentração relativa máxima fosse alcançada de forma satisfatória.
A variação do pH do efluente versus a razão entre volume total percolado e o
volume de vazios da amostra apresentou resultados distintos para os diferentes
gradientes impostos às amostras. Corpos de prova percolados sob gradientes
hidráulicos iguais a 10 apresentaram um importante e significativo aumento do
número de poros percolados até que a acidez do pH do percolante fosse detectado
no efluente. Como já visto e argumentado anteriormente, percebe-se uma melhor
“resposta” do solo percolado por solução com 2% de ácido do que por 6%, em
termos de aumento do número de poros percolados necessários para que o
contaminante gerasse a total degradação das defesas da amostra, ou seja, até que a
frente de contaminação chegue de forma irreversível à base da amostra.
Diferentemente, as amostras percoladas sob gradiente 20 demonstram nos gráficos
de pH que mesmo a presença de 1% de cimento não é suficiente pra proporcionar
um aumento do volume de efluente necessário para que a alta acidez do
contaminante seja registrado na saída da amostra.
A amostra ensaiada sob gradiente 20 e 2% de ácido apresentou a tendência
de formação de um pequeno patamar na variação do pH do percolado (evitando a
manutenção da queda brusca de pH) logo após V/Vv=1, ponto este na qual a acidez
foi primeiramente notada no percolado. Esta menor declividade da curva de variação
de pH versus V/Vv se iniciou a partir de V/Vv=1 foi notada até um ponto próximo a
V/Vv=8, onde enfim nota-se um teórico esgotamento do meio, havendo uma
igualdade entre o baixíssimo pH da solução de entrada e do percolado da amostra.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
118
Os resultados do ensaio realizado sob percolação de 6% de ácido e i=20
seguiram a tendência do ensaio realizado sob as mesmas condições, porém sem
cimento, ou seja, uma redução aguda do valor de pH sem que o solo mostrasse
alguma capacidade ou tendência de reação, logo após o volume total de percolado
se igualar ao volume de vazios da amostra (V/Vv=1).
O coeficiente de distribuição kd, considerado como um “termômetro” da
afinidade entre o meio e o percolante, apresentou uma grande variação de seus
valores, se comparado às amostras sem cimentação, fator este que indica um
grande acréscimo da capacidade do solo em conduzir tal percolante. Para amostras
percoladas por soluções com 2% de ácido, os aumentos deste fator foram entre 7 e
10 vezes (gradientes 10 e 20 respectivamente). Para 6% de ácido, o aumento do
fator para uma das amostras foi de 9 vezes, e em outro caso o valor de kd passou de
um valor ligeiramente negativo para um valor positivo considerado característico de
solos sem cimentação percolados por contaminantes em baixas concentrações.
4.3 AMOSTRAS COM 2% DE CIMENTO
Apresentam-se nas Figuras 4.19 e 4.20 as curvas breakthrough para amostas
com 2% de cimento, percoladas por soluções de 2 e 6% de ácido sulfúrico, sob
gradientes hidráulicos de 10 e 20. Nestas amostras, diferentemente às anteriores,
percebe-se uma significativa variação dos resultados parciais, ou seja, valores
apresentam uma tendência de comportamento com uma considerável dispersão dos
pontos.
Para amostras com 2% de cimento, percoladas por solução com 2% de ácido
sulfúrico, as curvas breakthrough apresentaram uma sobreposição dos resultados
médios (esperado, segundo a literatura), sendo os efeitos da variação de gradiente
hidráulico apenas percebidos quando a concentração relativa é plotada em função
do tempo (Figura 4.19-b).
Seguindo a apresentação dos resultados obtidos para as amostras com 2% de
cimento na sua formação, destaca-se nas Tabelas 4.11 e 4.12 as variações de Dh, R
e Pe para gradientes hidráulicos de 10 e 20 unidades, respectivamente.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
119
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0
Volume percolado / Volume de Vazios da amostra (V/Vv)
Concentração Relativa (C/Co)
i = 10
i = 20
(a)
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
Tempo (hs)
Concentração Relativa (C/Co)
i = 10
i = 20
(b)
Figura 4.19 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para solução
percolante com 2% ácido sulfúrico, solo com 2% de cimento.
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0
Volume percolado / Volume de Vazios da amostra (V/Vv)
Concentração Relativa (C/Co) .
i = 10
i = 20
(a)
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
Tempo (horas)
Concentração Relativa (C/Co)
i = 10
i = 20
(b)
Figura 4.20 – (a) Curva Breakthrough; (b) Concentração Relativa versus tempo, para solução
percolante com 6% ácido sulfúrico, solo com 2% de cimento.
Todos os valores obtidos de Dispersão Hidrodinâmica – Dh, para amostras
com 2% de cimento, foram de mesma grandeza, apresentando pequenas variações
apenas com a variação da acidez do percolante. Variações um pouco mais
significativas foram observadas no aumento do gradiente de 10 para 20 unidades.
Os valores dos coeficientes de retardamento – R decresceram quando o
gradiente passou de 10 para 20 unidades, bem como quando a quantidade de ácido
no percolante passou de 2 para 6%.
Os valores calculados dos coeficientes de Peclet variaram de um mínimo de
0.022 (difusivo) para um máximo de 0.25 (difusivo e advectivo). Destaca-se que os
valores de Peclet ficaram um pouco a baixo dos valores médios de Pe obtidos para
amostras sem cimentação e com 1% de cimento, o que teóricamente indica um
aumento da parcela difusiva de transporte.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
120
Uma melhor visão da variação dos coeficientes apresentados nas tabelas 4.11
e 4.12 podem ser visualizados nas Figuras 4.21, 4.22 e 4.23.
Tabela 4.11 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=10 (solo com 2% de
cimento).
% ácido no
percolado
Dh
(cm
2
/s)
R Pe
2% 7,71 x 10
-4
5.00 0.022
6% 6,46 x 10
-4
4.41 0.135
Tabela 4.12 – Resumo dos parâmetros de Transporte para i=20 (solo com 2% de
cimento).
% ácido no
percolado
Dh
(cm
2
/s)
R Pe
2% 2,39 x 10
-4
3.85 0.250
6% 1,91 x 10
-4
1.76 0.214
Nas Tabelas 4.13 e 4.14 são apresentadas as variações da valocidade média
de fluxo, tempo total de ensaio e volume total de poros percolados, para gradientes
de 10 e 20 respectivamente. A variação da velocidade média de fluxo versus
gradiente hidráulico e percentagem de acidez do percolante para amostras com 2%
de cimento é apresentada na Figura 4.24.
Os valores da velocidade média de fluxo (
ν
) foram inferiores aos obtidos
para amostras sem cimentação e com apenas 1% de cimento, ficando na
ordem de grandeza de 10
-6
cm/s.
Um fato que é merecedor de atenção é o tempo de ensaio realizado em
amostras com 2% de cimento, sendo que chegaram ao extremo de quase
7.900 horas.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
121
6,99E-04
7,71E-04
1,91E-04
2,39E-04
1,0E-04
2,0E-04
3,0E-04
4,0E-04
5,0E-04
6,0E-04
7,0E-04
8,0E-04
9,0E-04
1,0E-03
0% 2% 4% 6%
8%
% ácido na solução percolante
Dh (cm²/s)
i = 10
i = 20
Figura 4.21 – Variação de Dh versus acidez do percolante (solo com 2% de cimento).
4,412
1,759
5
3,8554
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
0% 2% 4% 6% 8%
% de ácido na solução
R
i = 10
i = 20
Figura 4.22 – Variação de R versus acidez do percolante (solo com 2% de cimento).
O comportamento do pH do percolado para as amostras com 2% de cimento
em sua composição, percoladas por soluções ácidas de 2 e 6%, sob gradientes
hidráulicos 10 e 20 é apresentado nas Figuras 4.25 e 4.26.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
122
0.128
0.022
0.258
0.214
0.00
0.05
0.10
0.15
0.20
0.25
0.30
0% 2% 4% 6% 8% 10%
% de ácido na solução
Pe
i = 10
i = 20
Figura 4.23 – Variação de Pe versus acidez do percolante (solo com 2% de cimento).
Tabela 4.13 – Velocidade de Fluxo para amostras com
2% de cimento, i=10.
% ácido no percolado Velocidade média
de fluxo -
ν
(cm/s)
Tempo total de
ensaio (h)
V/Vv final
2% 1.71 x 10
-6
7892 4.28
6% 8.75 x 10
-6
2264 5.59
Tabela 4.14 – Velocidade de Fluxo para amostras com 2% de cimento, i=20.
% ácido no percolado Velocidade média
de fluxo -
ν
(cm/s)
Tempo total de
ensaio
V/Vv final
2% 5.98 x 10
-6
4086 8.75
6% 4.09 x 10
-6
2218 2.08
Em termos de volume total de poros percolados em cada ensaio, os valores
variaram de um extremo mínimo de 2,08 poros percolados para a situação mais
agressiva (6% de ácido no percolante e gradiente 20) ao extremo máximo de 8.75
poros percolados, para 2% de ácido no percolante e gradiente também 20.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
123
1.67E-06
8.96E-06
6.16E-06
4.09E-06
0.0E+00
2.0E-06
4.0E-06
6.0E-06
8.0E-06
1.0E-05
0% 2% 4% 6% 8%
% de ácido na solução percolante
i = 10
i = 20
(cm/s)
Figura 4.24 – Variação da velocidade média de fluxo versus acidez do percolante (solo com 2% de
cimento).
0.0
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
6.0
7.0
8.0
9.0
10.0
11.0
12.0
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0
V/Vv
pH do percolado
2% de ácido sulfúrico
6% de ácido sulfúrico
Figura 4.25 – Variação do pH do percolado versus V/Vv para amostras com 2% de cimento e
gradiente hidráulico 10.
0.0
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
6.0
7.0
8.0
9.0
10.0
11.0
12.0
13.0
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5
V/Vv
pH do percolado
2% de ácido sulfúrico
6% de ácido sulfúrico
Figura 4.26 – Variação do pH do percolado versus V/Vv para amostras com 2% de cimento e
gradiente hidráulico 20.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
124
O decréscimo de pH com o tempo decorrido de ensaio apresentou resultados
distintos para gradientes 10 e 20, sendo que para o segundo caso houve uma
tendência à sobreposição das curvas, ou seja, sem grande influência da quantidade
de ácido no percolante no decréscimo do pH. Para gradiente 10 (Figura 4.25), a
amostra percolada por solução com 2% de ácido sofreu uma redução do pH muito
precoce em relação à amostra percolada por solução com 6% de ácido.
Na Tabela 4.15 e na Figura 4.27 são apresentados os valores do coeficiente
kd para as amostras ensaiadas com 2% de cimento.
Tabela 4.15 – Coeficiente
k
d
(2% de cimento).
Concentração ácida Gradiente R
Coeficiente
k
d
(cm³/g)
10 5.00 0.503
2%
20 3.855 0.359
10 4.412 0.429
6%
20 1.759 0.095
Os valores do coeficiente
k
d
para amostras com 2% de cimento apresentaram
valores inferiores aos encontrados para amostras com 1% de cimento, bem como
uma maior redução da afinidade entre o solo e o contaminante com o aumento do
gradiente hidráulico na qual se aplicou o fluxo. O valor máximo de 0.503 (2% de
ácido sob gradiente 10) indica uma afinidade razoável entre o solo e o contaminante,
afinidade esta fortemente reduzida com o aumento do gradiente (de 10 para 20) e da
acidez do percolante (de 2% para 6%).
Analisando-se as amostras com 2% de cimento, percebe-se que as curvas
breakthrough foram significativamente distintas para diferentes níveis de acidez do
percolante. Inicialmente, sobre as amostras percoladas por solução com 2% de
ácido, percebeu-se uma tendência a ocorrência de uma sobreposição entre as
curvas correspondentes aos dois diferentes gradientes hidráulicos empregados (10 e
20), o que significa uma não influência do gradiente quando amostras com alta fonte
de alcalinidade são percoladas por soluções pouco ácidas.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
125
0.095
0.429
0.503
0.359
0.00
0.05
0.10
0.15
0.20
0.25
0.30
0.35
0.40
0.45
0.50
0.55
0.60
0% 2% 4% 6% 8% 10%
% de ácido na solução
Kd
i = 10
i = 20
Figura 4.27 – Variação do coeficiente k
d
versus % de ácido no percolante (2% cimento).
Nota-se ainda em amostras percoladas por solução com 2% de ácido, que a
curva correspondente a gradiente 10 não alcançou o valor esperado de
concentração relativa do efluente igual a 1, ou seja, C/Co = 1, mesmo com um tempo
de ensaio de aproximadamente 8.000 horas. A partir deste tempo de ensaio, fez-se
necessária a interrupção do mesmo devido a degradação sofrida pelos elementos
que formam o equipamento, devido à exposição tão prolongada à agressores
químicos. Um resultado esperado para o ensaio, caso o mesmo pudesse ter sido
terminado, seria a permanência da sobreposição notada até o momento de
interrupção, já que acredita-se haver pouca influência do gradiente hidráulico em
amostras fortemente alcalinas, percoladas por uma solução pouco ácida em termos
de comportamento breakthrough.
A partir da curva correspondente a gradiente 10, na Figura 4.19 (a), visualiza-
se uma dispersão entre os pontos, porém sem que a tendência de progressão da
curva seja afetada. Acredita-se que tal dispersão ocorra devido à grande fonte de
alcalinidade do meio, fazendo com que o percolante ácido seja constantemente
retardado pelo cimento. Os pontos de crescimento agudo na curva e posterior queda
devem ser devidos a algum caminho preferencial de fluxo formado no interior da
amostra, fazendo com que a concentração de contaminante no lixiviado seja
elevada, porém com o avanço da frente média de contaminação, tal concentração
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
126
reduz seu valor médio. Observa-se na curva duas ascensões verticais agudas,
havendo uma estabilização na sequência, com um maior número de poros
percolados.
A partir de comparações para com os resultados obtidos com ensaios com 1%
de cimento, tem-se que a concentração relativa de contaminantes percolados sob
gradiente 10 sofre um aumento mais precoce (necessita um menor número de poros
percolados) para amostras com 2% de cimento do que para outras com 1% para que
se dê tal ascensão vertical, contrariando as premissas iniciais, as quais imaginavam
que uma maior fonte de alcalinidade traria conseqüentemente um aumento do
volume de poros percolados para que ocorresse um aumento da concentração
relativa. Porém, apesar de um início desfavorável da amostra com 2%, esta
apresenta uma razoável estabilização dos valores de concentração relativa em
aproximadamente C/Co=0,5, ponto este no qual o ensaio teve de ser interrompido
conforme argumentado anteriormente. Para a amostra com 1% de cimento, a relação
C/Co apresentou crescimento irreversível, ou seja, sem a formação de patamares
intermediários. Assim sendo, acredita-se que para que ocorra C/Co=1 na curva
breakthrough, sejam necessários volumes de percolados superiores para amostras
com 2% de cimento do que para amostras com 1%, visto que a amostra com 2%
possui uma maior fonte de alcalinidade. Um menor coeficiente R para amostras com
2% de cimento do que para 1% será argumentado à frente.
Ainda para 2% de ácido, porém com percolação sob gradiente 20, percebe-se
que a curva breakthrough também não alcançou seu limite vertical (concentração
relativa igual a 1), havendo uma estabilização a aproximadamente 90% de
concentração relativa. Como não se faz possível tecnicamente a execução de
ensaios além deste ponto, também não se faz possível a afirmação dos reais ganhos
em termos breakthrough devido à adição de 2% de cimento, se comparado às
adições de apenas 1% de cimento. O que é possível observar é que em ambos os
gradientes, a partir de um ponto muito próximo a V/Vv=1, a concentração relativa
começa a aumentar. Para i=20, percebe-se que após 8 volumes de poros
percolados, a curva ainda não apresenta indícios de que vá ao encontro da projeção
horizontal do ponto equivalente a concentração relativa de 100%, já que acredita-se
que o solo ainda possua razoável fonte de alcalinidade.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
127
A real variação de resultados percebida pelo aumento do gradiente hidráulico
é percebida a partir da Figura 4.19 (b), onde percebe-se que um maior gradiente
retorna a um menor tempo necessário de ensaio, ou seja, o maior gradiente faz com
que o contaminante seja percolado pela amostra de forma mais rápida, porém
fazendo-se necessária a percolação de um mesmo número de poros para que tal
concentração de contaminantes seja detectada no percolado, comparando-se os
gradientes 10 e 20.
Os tempos totais de ensaio foram os fatores de maior impacto devido a
inserção de 2% de cimento nas amostras, ao invés de 1%. Os tempos passaram de
valores inferiores a 100 horas para amostras não cimentadas (ambos os gradientes
hidráulicos testados), passando a valores em torno de 1,000 horas a partir da adição
de 1% de cimento, chegando a 8,000 horas em amostras com 2% de cimento.
Destaca-se porém que este tempo haveria de ser maior, lembrando-se que o ensaio
foi encerrado antes que a concentração relativa de 100% fosse alcançada, não se
fazendo possíveis sequer projeções de quanto poderia ser o tempo total de ensaio
caso o mesmo pudesse ser finalizado.
A brusca variação de tempo de ensaio entre amostras com 1 e 2% de cimento
se deve basicamente pela presença em maior quantidade do elemento retardante,
que sabidamente provoca o deslocamento das curvas breakthrough (em função do
tempo ao invés de ser em função do número de poros percolados), somados ao fator
relacionado com a diminuição considerável da condutividade hidráulica do meio
devido a uma maior cimentação do solo, fazendo com que o solo possa retardar a
migração ácida com maior intensidade, mesmo que não fossem encontradas
variações positivas dos fatores de retardamento R, como será discutido à frente.
Percebe-se que apesar de uma tendência à sobreposição das curvas
breakthrough das amostras com 2% de cimento percoladas sob diferentes gradientes
(Figura 4.19, a), o ensaio realizado sob gradiente 20 se deu de forma mais rápida em
termos de horas necessárias ao alcance do valor máximo possível de concentração
relativa (Figura 4.19, b), conforme padrões já observados em ensaios realizados com
1% de cimento, porém sem a intensidade obervada para amostras com 2%.
Para estas amostras com 2% de cimento, percoladas por solução com 6% de
ácido dissolvido, as curvas breakthrough (Figura 4.20, a) apresentam grande
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
128
variação de comportamento devido ao aumento do gradiente hidráulico de 10 para
20 unidades (variação esta já observada para amostras percoladas por solução 2%
ácida). Sob gradiente 10, a amostra apresentou grande capacidade de retardamento,
sendo que até aproximadamente 4,5 volume de vazios percolados, não são
observadas significativas ascenções da curva. Apenas a partir de então, detecta-se
um aumento agudo da concentração de contaminantes no efluente, sendo este
considerado como sedo irreversível visto a contaminação ter fonte constante, visto
que tal crescimento caracteriza a degradação total do elemento retardante.
Procedendo uma comparação das curvas correspondentes às amostras percoladas
sob mesmo gradiente, variando-se apenas a acidez da solução, percebe-se que o
solo apresentou melhor resposta inicial à percolação quando submetido a uma
solução 6% ácida, havendo um crescimento agudo após um determinado ponto da
percolação, caso distinto do observado para a amostra percolada por solução 2%,
onde a concentração relativa apresentou um crescimento gradativo, não agudo, para
crescentes volumes percolados. Antes que a curva correspondente a 2% de ácido
alcançasse o volume de percolado equipavalente a 4,5 vezes o volume de vazios da
amostra (onde se deu C/Co=1 para 6% de ácido), o ensaio foi finalizado, o que
retorna uma incerteza sobre o ponto em que a curva alcançaria a concentração
relativa máxima. Assim sendo, não se pode afirmar quais as reais variações
decorrentes do aumento da acidez do percolante das amostras com 2% de cimento,
embora acredita-se que a amostra percolada por 2% de ácido necessitasse um
maior volume de percolado para que a concentração relativa máxima fosse
alcançada (V/Vv > 4,5).
Acredita-se que um bom ponto de comparação para o entendimento dos
efeitos do aumento da quantidade de ácido no percolante em amostras com 2% de
cimento sejam as curvas referentes a ensaios realizados sob gradiente hidráulico 20,
conforme apresentado nas Figuras 4.19(a) e 4.20(a). Sob gradiente 20 e 2% de
ácido no percolado, alcançou-se uma concentração relativa final de
aproximadamente 90%; para 6% de ácido no percolante, alcançou-se a
concentração relativa máxima. Nestes casos, percebe-se que após um volume de
percolado superior ao volume de vazios da amostra é que se dá o aumento da
concentração relativa do efluente. A partir de então, o ensaio conduzido sob maior
acidez apresenta um crescimento agudo da concentração de contaminantes no
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
129
percolado, chegando a C/Co=1, diferentemente do ensaio realizado sob menor
potencial ácido do percolante (2%), onde percebe-se que o solo ainda apresenta
efeitos retardantes da propagação da frente de contaminação, a qual mostra-se dar
por fenômenos dispersivos somados a advectivos, visto que a curva breakthrough
apresenta crescimento gradativo ao invés de agudo, conforme ilustrado na Figura
2.17. Verificando os valores dos coeficientes de transporte na Tabela 4.11, não
verificam-se variações que justifiquem este comportamento; o único fator que
apresentou variação significativa foi o coeficiente kd, porém lembra-se que este é
determinado basicamente a partir do coeficiente R, obtido graficamente.
Os tempos totais de ensaio para as amostras com 2% de cimento, percoladas
por uma solução com 6% de ácido, foram bastante similares para os dois gradientes
hidráulicos estudados, conforme Figura 4.20.
Passando a uma análise dos coeficientes de transporte, passa-se a uma
análise da variação do coeficiente de retardamento para as amostras com 2% de
cimento. Inicialmente, lembra-se que a teórica determinação do coeficiente R se dá a
partir de uma curva breakthrough finalizada, ou seja, pela área formada pela curva e
uma linha horizontal que corta o ponto C/Co=1. Porém, conforme já destacado, este
ponto final de concentração relativa igual a 1 não foi alcançado para as amostras
percoladas por uma solução com apenas 2% de ácido sulfúrico dissolvido. Para que
se fizesse possível a determinação dos coeficientes R para ambos os gradientes,
projetou-se o prolongamento da curva breakthrough de forma a seguir a tendência
formada até o ponto em que o ensaio foi interrompido. Não é possível afirmar que a
curva breakthrough, principalmente sob gradiente 10 (Figura 4.28, a) , realmente
fosse acompanhar a linha de tendência projetada para que se fizesse possível a
determinação de R, visto que não existem ensaios anteriores que apontassem a uma
tendência mais realista, bem mesmo porque o ensaio alcançou apenas uma
concentração relativa de aproximadamente 50% apenas, diferentemente do caso da
curva para gradiente 20, a qual alcançou durante o ensaio uma concentração relativa
de quase 90%, fazendo com que uma projeção da continuação da curva seja mais
realista, com maiores níveis de que o real valor de R seja arbitrado.
Assim sendo, destaca-se que os coeficientes R para as amostras com 2% de
cimento percoladas pela solução com 2% de ácido sulfúrico foram apenas previstos,
conforme analogia apresentada no parágrafo anterior. Os coeficientes destas
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
130
amostras foram arbitrados em 5,00 e 4,41 pela metodologia adotada,
respectivamente para ensaios realizados sob gradiente 10 e 20, sendo estes
inferiores aos coeficientes obtidos para amostras com apenas 1% de cimento, fato
este inesperado, visto que uma maior quantidade de cimento teoricamente retornaria
a uma maior capacidade de retardamento da frente de contaminação por parte do
meio. Como estes fatores foram apenas arbitrados e não determinados, não se faz
possível uma análise mais profunda desta variação negativa de R com o aumento da
quantidade de cimento.
Analisando-se as amostras percoladas por uma solução 2% ácida, sob
gradiente 20, percebe-se numa rápida comparação, que na passagem da quantidade
de cimento das amostras de 1 para 2%, o coeficiente R apresentou um discreto
aumento no seu valor. Lembra-se que o ensaio com 2% de cimento teve seu fator R
semi-arbitrado, porém sendo muito mais realistico do que o coeficiente R da
percolação sob gradiente 10, visto que o primeiro foi arbitrado apenas após uma
concentração relativa de 90%, e o primeiro sendo arbitrado em sua total segunda
metade. Voltando à questão do discreto aumento de R com o aumento da
quantidade de cimento da amostra, destaca-se que este vem a ser o comportamento
esperado do coeficiente, visto que uma maior quantidade de cimento retorna
teoricamente a uma maior capacidade do meio em retardar o contaminante ácido.
Em amostras percoladas por solução com 6% de ácido, o formato das curvas
breakthrough surpreendem de certo modo, visto que estas (para ambos os
gradientes) crescem de forma aguda, comportamento este característico de
transporte de contaminantes que ocorrem essencialmente por advecção. Sabe-se
que não é o caso, pois para que o transporte fosse realmente puramente por
advecção, esta deveria se dar logo após V/Vv=1, o que não ocorre. Isto porquê não
existe um transporte teórico essencialmente advectivo quando existe um agente
retardador no solo, havendo sempre uma parcela dispersiva-difusiva. A partir de uma
verificação dos coeficientes de transporte que possam explicar tal comportamento,
observa-se uma diminuição dos coeficientes de condutividade hidráulica e
velocidade de fluxo nestas amostras, porém sem a intensidade necessária à
explicação do fato. Acredita-se que toda a capacidade de retardamento do
contaminante tenha sido neutralizado pelo contaminante, e apenas a partir deste
momento que este se fez presente no lixiviado, então de forma crescente aguda, até
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
131
o limite máximo de concentração relativa. Em ensaios anteriores, este
comportamento não foi observado (não com tal verticalidade), nem mesmo em
ensaios sem adição de cimento. Nestes ensaios, visualiza-se um crescimento
gradativo da concentração de contaminantes no percolado, ou seja, um aumento da
relação C/Co com o aumento do nível de degradação da alcalinidade do meio.
Passando a uma análise dos coeficientes de Peclet , verifica-se que estes
ficaram num mesmo intervalo de variação dos ensaios anteriores (com 0 e 1% de
cimento). Os coeficientes para ensaios com 2% de cimento, para percolações com
soluções 2 e 6% ácidas, aumentaram em uma ordem de grandeza no aumento do
gradiente hidráulico de percolação de 10 para 20 unidades, o que indica a um
aumento da parcela advectiva dentro da dispersão hidrodinâmica do transporte,
conforme esperado, visto que teoricamente, maiores gradientes retornam em
aumentos das parcelas ligadas diretamente com transportes advectivos.
No ensaio realizado sob gradiente hidráulico 10, percolado por uma solução
com 2% de ácido sulfúrico (o qual foi encerrado a uma concentração relativa de
aproximadamente 50%), percebe-se o menor valor de Pe entre os ensaios
realizados, o que indica conforme a Figura 2.7 que a dispersão hidrodinâmica passa
a ser controlada totalmente pela difusão, visto que Pe=10
-2
, sendo Dh = D*, sem
erros associados à não consideração da parcela advectiva. A partir dos valores dos
coeficientes apresentados na Tabela 4.11, percebe-se uma diminuição da
conditividade hidráulica do meio neste caso, em uma ordem de grandeza, sendo os
valores de k na ordem de 10
-8
cm/s.
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5 8
Volume percolado / Volume de Vazios da amostra (V/Vv)
Concentração Relativa (C/Co)
i = 10
R
(a)
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5 8 8,5 9 9,5 10 10,5 11 11,5 12
Volume percolado / Volume de Vazios da amostra (V/Vv)
Concentração Relativa (C/Co)
i = 20
(b)
Figura 4.28 – Projeção da curva breakthrough para ensaios interrompidos em amostras com 2% de
cimento, percoladas por solução com 2% de ácido (a) para gradiente 10; (b) para gradiente 20.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
132
Os coeficientes de dispersão não sofreram variações significativas em seus
valores absolutos, mesmo que tenha havido uma readequação dos seus fatores
(variações das parcelas que retornam no valor de Dh), para ensaios realizados sob
mesmo gradiente, e com diferentes percentagens de ácido no percolante, tanto para
gradiente hidráulico 10 quanto para 20.
Para uma mesma acidez do percolante, o aumento do gradiente hidráulico de
10 para 20 promoveu uma diminuição do valor de Dh. Tal fato se deve a uma
redução da parcela difusiva, visto o aumento da advectiva, e como o transporte se
deve praticamente à parcela difusiva, ocorreu tal redução de Dh. Tal afirmação é
corroborada a partir dos valores dos coeficientes de Peclet, os quais praticamente
dobraram com o aumento do gradiente de 10 para 20 (conforme Figura 4.23),
indicando então uma diminuição da difusão, e conseqüentemente da dispersão
hidrodinâmica neste caso.
A variação da velocidade de fluxo -
ν
não foi padronizada para os ensaios
realizados em amostras com 2% de cimento. A velocidade aumentou nos casos em
que o gradiente passou de 10 para 20 unidades em ensaios realizados sob
percolação com 2% de ácido sulfúrico dissolvido em solução, em aproximadamente
4 vezes; sendo o aumento da velocidade com o aumento do gradiente é um
resultado esperado. Sob percolação de uma solução 6% ácida, a velocidade de
percolação decresceu aproximadamente em 50% com o aumento do gradiente,
resultado que pode ser considerado atípico, visto que um maior gradiente retorna a
uma maior vazão teoricamente, e conseqüentemente a uma maior velocidade de
fluxo.
Analisando-se os resultados das amostras percoladas sob gradiente hidráulico
10, tem-se que a percolação da solução com 6% de ácido fez com que o coeficiente
ν
aumentasse aproximadamente 5 vezes se comparado ao coeficiente
ν
obtido a
partir do ensaio percolado com apenas 2% de ácido. Sob gradiente 20, o aumento do
potencial ácido do percolante fez com que a velocidade de fluxo sofresse uma
discreta redução, dentro de uma faixa considerada no intervalo de variabilidade do
ensaio, deixando assim indícios de que sob um alto gradiente, um provável aumento
do potencial ácido do percolante não viria a afetar significativamente a velocidade de
fluxo, diferentemente do observado em ensaios realizados sob i=10.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
133
A variação do pH do efluente nos ensaios realizados em amostras com 2% de
cimento são considerados importantes fontes de análises dos resultados,
principalmente por contradizerem em parte as curvas breakthrough. O
comportamento observado em amostras com 1% de cimento, e em amostras não
cimentadas, diz que a concentração relativa de contaminantes no efluente cresce ao
mesmo passo que o pH deste decresce, a um valor muito aproximado de número de
poros percolados. Iniciando-se uma análise da amostra percolada por uma solução
com 2% de ácido, sob gradiente 10, percebe-se a partir da curva breakthrough
(Figura 4.19-a) que a concentração relativa tem seu crescimento irreversível iniciado
a partir de um V/Vv de aproximadamente 1,50, o que deveria ter sido detectado
igualmente na curva da Figura 4.25, que mostra a variação do pH para o mesmo
número de poros percolados. Nesta, percebe-se uma queda brusca do pH para um
V/VV de 1,25, sendo considerado razoavelmente próximo do indicado pela curva
breakthrough. A contradição na qual a primeira frase deste parágrafo se refere é
encontrada na percolação pela também solução com 2% de ácido, porém sob
gradiente 20. Neste caso, a curva breakthrough aponta a um início de crescimento
progressivo da concentração relativa imediatamente após o ponto V/Vv=1, o que não
foi observado em termos de redução do pH do percolado, fato que só ocorreu após
V/Vv>2,50, sendo que até então, o pH manteve-se estável (fortemente alcalino).
Neste ponto equivalente a V/Vv=2,50 na curva breakthrough, a concentração relativa
já se encontrava em aproximadamente 50%, o que gerou a referida contradição. A
partir de uma inspeção do percolado em todas as fases da percolação, percebeu-se
que este apresentou até tal ponto um cheiro característico de cimento, bem como a
presença de uma finíssima película de cimento sobre o percolado, o que era
percebido durante as leituras. Acredita-se que as oscilações que foram detectadas
nas curvas breakthrough se devam a um tipo de expulsão de uma fração do cimento
presente na amostra, gerando o conseqüente aumento da condutividade elétrica do
percolado (método empregado para correlacionar a concentração de contaminantes
na entrada e saída da amostra), e a manutenção do pH alcalino. A forma do
percolado passou a partir de certo ponto das características anteriormente descritas
para um fluido com coloração verde (característico de águas ácidas após
degradação do elemento retardante), havendo então uma redução aguda do pH
deste a um nível de extrema acidez, muito próximo ao pH do contaminante na
entrada da amostra.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
134
Em amostras percoladas por uma solução com 6% de ácido dissolvido, as
curvas breakthrough foram satisfatoriamente corroboradas a partir das curvas
correspondentes à variação do pH do efluente, sendo observadas variações na
concentração relativa de contaminantes no efluente das amostras a um volume de
poros percolados muito próximo do V/Vv em que ocorrem quedas bruscas do pH do
percolado, ou seja, a um mesmo volume de poros percolados ocorre um aumento da
concentração relativa de contaminantes e conseqüente acidificação do efluente;
Diferentemente para as amostras percoladas por solução 2% ácidas onde a
contradição dos resultados ocorreu sob gradiente 20, sob percolação de 6% de ácido
a distorção ocorreu para gradiente 10. Sob gradiente 20, a um mesmo volume de
poros percodos ocorreu tanto o crescimento da concentração relativa na curva
breakthrough quanto a redução do pH do efluente, comportamento que era o
esperado para todos os demais casos.
Em termos de afinidade entre o meio e os percolantes ácidos, percebe-se um
ganho devido à presença de 2% de cimento na amostra, a partir da verificação dos
coeficientes de distribuição - kd. Tomando-se uma combinação entre todas as
testadas (6% de ácido no percolante sob gradiente 10), o coeficiente passou de
0,0712 para uma amostra sem cimento, para 0,274 na adição de 1% de cimento, e
então para 0,290 na presença de 2% de cimento na amostra.
Conforme um padrão já percebido a partir dos ensaios apresentados
anteriormente, tem-se uma redução do valor do coeficiente kd quando um mesmo
percolante é submetido a um gradiente 20 ao invés de 10, havendo uma maior
queda em amostras percoladas por soluções com 6% de ácido dissolvido, conforme
apresentado na Figura 4.27. Para amostras submetidas a um mesmo gradiente, uma
maior acidez retornou a um menor coeficiente de distribuição, conforme esperado, já
que este coeficiente é a considerada afinidade entre o meio e o percolante.
4.2 RESULTADOS GLOBAIS DE PARÂMETROS DE TRANSPORTE
Este item objetiva apresentar os resultados dos coeficientes de transporte de
contaminantes de forma global, comparando as amostras não cimentadas à aquelas
com 1 e 2% de cimento em sua estrutura. Da mesma forma, antecipa-se neste item
algumas das análises dos comportamentos observados, os quais serão destacadas
de forma mais completa no Capítulo 5.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
135
Assim sendo, inicia-se o item apresentando-se na Tabela 4.11 todos os
valores obtidos para os coeficientes de retardamento (R), Peclet (Pe), dispersão
hidrodinâmica (Dh), coeficiente de distribuição (kd), condutividade hidráulica (k),
velocidade de fluxo (v), e tempo total de ensaio, para todas as amostras ensaiadas,
sob gradientes hidráulicos 10 e 20, com 0%, 1% e 2% de cimentação.
O primeiro fator apresentado, o coeficiente de Retardamento - R da frente de
contaminação, apresentou comportamento que demonstra a influência do montante
de contaminante no percolado e da presença de um elemento alcalino na estrutura
do solo (cimentação). As amostras não cimentadas apresentaram uma redução da
capacidade do solo em retardar, ou conter o avanço do contaminante, para
crescentes níveis de acidez do percolante. Da mesma forma, os resultados mostram
que maiores gradientes hidráulicos tendem a um decréscimo do coeficiente R, visto
que maiores gradientes proporcionam um ambiente mais agressivo na interação solo
– contaminante.
Nas amostras que sofreram cimentação, tanto por 1 quanto por 2% de
cimento Portland, o fator R decresceu para todos os casos onde o gradiente
hidráulico passou de 10 para 20 unidades. De forma similar, o mesmo decresceu
conforme aumentava a quantidade de ácido dissolvido no percolante. Os valores de
R variaram entre o mínimo de 1.00 ao máximo de 7.04, o que teoricamente indica
uma capacidade muitíssimo maior do segundo caso em conter a progressão do
contaminante do segundo caso em comparação ao primeiro, o qual apresenta um
valor que demonstra a agressividade do contaminante, ou mesmo a fragilidade do
meio. Por se tratar de uma amostra sem cimentação e um percolante com 10% de
ácido sulfúrico dissolvido, acredita-se ambas as premissas serem válidas para que
tal valor do coeficiente R tenha sido observado. A Figura 4.29 apresenta a variação
do coeficiente R para todas as combinações analisadas.
Um fato que merece destaque é que em 3 das 4 combinações testadas,
quando a cimentação da amostra passou de 1% para 2%, os valores de R
decresceram, fato este que vai contra qualquer expectativa, já que acreditava-se que
maiores níveis de cimentação fariam que conseqüentemente houvessem aumentos
gradativos do fator R. Tal comportamento é apresentado na Figura 4.29.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
136
Os valores do coeficiente de Peclet variaram de um mínimo de 0.022 a um
máximo de 1.727. O primeiro valor indica uma dispersão hidrodinâmica totalmente
dependente da difusão, visto o baixo valor de Peclet, conforme a hipótese adotada
nesta tese, como sendo Dh=D*. O segundo valor apresenta uma parcela advectiva
na dispersão hidrodinâmica, visto que Peclet nesta faixa de valores indica que Dh se
deve a parcelas tanto advectivas, quanto difusivas. Porém, destaca-se que o maior
valor de Peclet (1.727) ainda é considerado baixo, ou seja, a contribuição advectiva
na dispersão hidrodinâmica para estes casos é muito pequena. A variação dos
valores de Peclet para todas as amostras ensaiadas é apresentada na Figura 4.30.
Tabela 4.16 – Resumo de todos os coeficientes de transporte.
% cimento
na amostra
% ácido no
percolante
Gradiente
hidráulico
R Pe
Dh
(cm
2
/s)
kd
(cm
3
/g)
k
(cm/s)
ν
(cm/s)
Tempo
total
ensaio
(horas)
10 - - - - 2.05x10
-5
6.21x10
-4
24.0
0%
20 - - - - 2.31x10
-5
7.00x10
-4
24.0
10 1.644 1.481 9.61x10
-4
0.0800 4.45x10
-6
9.79x10
-5
85.9
2%
20 1.868 1.239 1.35x10
-3
0.1077 3.11x10
-6
1.89x10
-4
124.2
10 1.574 0.551 8.98x10
-4
0.0712 1.95x10
-6
5.92x10
-5
119.4
6%
20 1.127 0.242 4.91x10
-3
0.0157 1.89x10
-6
1.14x10
-4
79.4
10 1.289 0.274 2.13x10
-3
0.0359 2.59x10
-6
7.89x10
-5
76.9
0%
10%
20 1.000 0.144 6.32x10
-3
0.0000 1.49x10
-6
9.09x10
-5
77.1
10 - - - - 2.65x10
-5
8.03x10
-4
120.0
0%
20 - - - - 2.76 x10
-5
8.36x10
-4
120.0
10 7.039 0.269 1.54x10
-3
0.7594 4.33x10
-6
4.14x10
-5
1055.0
2%
20 6.690 1.119 1.11x10
-3
0.7156 2.40x10
-6
1.24x10
-4
971.0
10 3.180 0.303 3.84x10
-4
0.274 3.83x10
-7
1.16x10
-5
1100.0
1%
6%
20 2.130 1.727 1.34x10
-4
0.142 3.90x10
-7
2.37x10
-5
814.5
10 - - - - 4.11x10
-5
1.25x10
-3
120.0
0%
20 - - - - 4.00x10
-5
1.21x10
-3
120.0
10 5.000 0.022 7.71x10
-4
0.503 5.62x10
-8
1.71x10
-6
7892.5
2%
20 3.855 0.250 2.39x10
-4
0.359 1.01x10
-7
5.98x10
-6
4085.6
10 4.412 0.135 6.46x10
-4
0.429 2.88x10
-7
8.75x10
-6
2264.0
2%
6%
20 1.759 0.214 1.91x10
-4
0.095 6.72x10
-8
4.09x10
-6
2218.0
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
137
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
4.0
4.5
5.0
5.5
6.0
6.5
7.0
7.5
1 2 3
% ácido no percolante
R
0% ci - i=10
0% ci - i=20
1% ci - i=10
1% ci - i=20
2% ci - i=10
2% ci - i=20
2% 6% 10%
0% cim
2% cim
1% cim
Figura 4.29 – Variação do coeficiente R – comportamento global.
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
1 2 3
% ácido no percolante
Peclet
0% ci - i=10
0% ci - i=20
1% ci - i=10
1% ci - i=20
2% ci - i=10
2% ci - i=20
2%
6% 10%
Figura 4.30 – Variação do coeficiente Peclet - Pe – comportamento global.
Na Figura 4.31 é apresentada a variação dos valores de Dispersão
Hidrodinâmica para todas as combinações testadas. Percebe-se um aumento dos
valores de Dh para amostras sem cimentação, conforme aumenta o nível de acidez
do percolante, para ambos os gradientes. Para amostras com 1% de cimento,
observa-se o comportamento inverso, ou seja, uma diminuição dos valores de Dh
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
138
conforme aumenta a quantidade de ácido no percolante. As amostras com 2% de
cimento não apresentaram variações significativas nos valores de Dh para maiores
volumes de ácido no percolante.
Os valores do coeficiente de distruibuição (kd) foram maiores para gradientes
10 do que para gradientes 20, para uma mesma quantidade de ácido sulfúrico no
percolante. Em todos os casos, observou-se uma diminuição de kd para crescentes
quantidades de ácido no percolante. As quedas mais expressivas dos valores de kd
foram observadas para amostras com 1% de cimento em sua composição. Tais
comportamentos podem ser observados na Figura 4.32.
0.0E+00
1.0E-03
2.0E-03
3.0E-03
4.0E-03
5.0E-03
6.0E-03
7.0E-03
8.0E-03
1 2 3
% ácido no percolante
Dispersão Hidrodinâmica - Dh (cm²/s)
0% ci - i=10
0% ci - i=20
1% ci - i=10
1% ci - i=20
2% ci - i=10
2% ci - i=20
2% 6% 10%
Figura 4.31 – Variação da Dispersão Hidrodinâmica – Dh – comportamento global.
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
1 2 3
% ácido no percolante
Coeficiente kd
0% ci - i=10
0% ci - i=20
1% ci - i=10
1% ci - i=20
2% ci - i=10
2% ci - i=20
2% 6% 10%
Figura 4.32 – Variação da coeficiente de distribuição – kd – comportamento global.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
139
Na Figura 4.33 são ilustrados graficamente os valores dos coeficientes de
condutividade hidráulica já apresentados anteriormente na Tabela 4.16 de todas as
combinações testadas. Percebe-se um decréscimo gradativo dos valores de k para
maiores níveis de acidez dos percolantes, e também uma influência considerada
pequena do gradiente hidráulico. Destaca-se que a maior diminuição de k foi
observada para amostras com 2% de cimentação, quando a acidez do percolante
passou de 0% para 2%. A diminuição de k quando a acidez passou de 2% para 6%
foi pequena em todos os casos, inclusive havendo casos em que tal coeficiente
apresentou ligeiro aumento (amostras com 2% de cimento). Estes comportamentos
são observados da mesma forma a partir da Figura 4.34, em termos de velocidade
de fluxo -
ν
.
Apresenta-se na Figura 4.35 o tempo total de ensaio em escala log para todas
as amostras ensaiadas, versus o grau de acidez do percolante. Percebe-se a
influência da presença ou não de cimento nas amostras, visto que maiores
quantidades de cimento conduzem a maiores tempos de ensaio. Em termos de
gradiente hidráulico, percebe-se que este influencia de forma desordenada as
amostras sem cimentação, de forma muito discreta as amostras com 1% de cimento,
e de forma expressiva em apenas um dos casos as amostras com 2% de cimento.
1,0E-08
5,0E-06
1,0E-05
1,5E-05
2,0E-05
2,5E-05
3,0E-05
3,5E-05
4,0E-05
4,5E-05
1 2 3 4
% ácido no percolante
Condutividade Hidráulica - k (cm/s)
0% ci - i=10
0% ci - i=20
1% ci - i=10
1% ci - i=20
2% ci - i=10
2% ci - i=20
2%
6%
10%
0%
Figura 4.33 – Variação do coeficiente de condutividade hidráulica – k – comportamento global.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
140
1,0E-06
1,0E-04
2,0E-04
3,0E-04
4,0E-04
5,0E-04
6,0E-04
7,0E-04
8,0E-04
9,0E-04
1,0E-03
1,1E-03
1,2E-03
1,3E-03
1,4E-03
1 2 3 4
% ácido no percolante
Velocidade de Fluxo - v (cm/s)
0% ci - i=10
0% ci - i=20
1% ci - i=10
1% ci - i=20
2% ci - i=10
2% ci - i=20
2%
6% 10%
0%
Ground Water Velocity
Figura 4.34 – Variação do velocidade de percolação – ν (ground water velocity) – comportamento
global.
10
100
1000
10000
1 2 3 4
% ácido no percolante
Tempo total de ensaio (horas)
0% ci - i=10
0% ci - i=20
1% ci - i=10
1% ci - i=20
2% ci - i=10
2% ci - i=20
0% 2% 10%6%
Figura 4.35 – Tempo total de ensaio de todas as amostras testadas.
A Figura 4.36 apresenta a variação da concentração relativa de contaminantes
versus o tempo de ensaio, para amostras com 0, 1 e 2% de cimento, percoladas sob
gradientes hidráulicos 10 e 20, soluções com 2 e 6% de ácido sulfúrico dissolvido.
Ainda seguindo a apresentação de resultados com base no tempo total de ensaio, a
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
141
Figura 4.37 apresenta a variação do pH do efluente das amostras versus tempo de
ensaio. Nesta é possível visualizar a influência da inserção de agente cimentante
como elemento de retardamento, visto que há um deslocamento das curvas para a
direita, ou seja, a presença de cimento aumenta gradativamente o tempo necessário
para que o contaminante proporcione um mesmo nível de degradação da
capacidade de retardamento do solo, se comparado a amostras sem ou com menor
cimentação. Para amostras sem cimento, percebe-se uma ascenção das curvas em
tempos entre o intervalo de 20 e 80 horas de ensaio. Amostras com 1% de cimento,
este tempo apresentou um significativo crescimento para um intervalo entre 500 e
800 horas; para 2% de cimentação, a amostra mostrou seu potencial retardante da
propagação da frente de contaminação para tempos não inferiores a 2.000 horas.
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0,1 1 10 100 1000 10000
tempo (horas)
C/Co
2% ácido, i=10
2% ácido i=20
6% ácido, i=10
6% ácido, i=20
0% cim
1% cim 2% cim
Figura 4.36 – Variação da concentração relativa do efluente versus tempo de ensaio.
A presença de um elemento retardante da propagação da frente de
contaminação também pode ser percebida em termos de variação de pH, conforme
apresentado na Figura 4.37. Inicialmente, percebe-se a queda brusca do pH do
efluente para amostras não cimentadas também no intervalo entre 20 e 80 horas,
conforma já citado no parágrafo anterior, a partir de um pH inicial de
aproximadamente 5. Amostras com 1% de cimento na sua composição inicial
apresentam decréscimo dos valores de pH também no intervalo entre 500 e 800
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
142
horas, corroborando o comportamento obtido a partir da Figura 4.36. Amostras com
2% de cimentação apresentaram um comportamento com mais pontos
desordenados, porém demonstrando a mesma tendência de acréscimo da
capacidade da amostra em reter, ou retardar a propagação e migração do
contaminante por meio da amostra.
Na Tabela 4.12 apresenta-se os valores correspondentes aos números de
poros percolados (V/Vo) em que se deu o salto de crescimento da concentração
relativa, ou seja, valores de poros necessários de serem percolados para que o solo
perca sua capacidade de reter ou retardar a propagação do contaminante.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
0,1 1 10 100 1000 10000
tempo (horas)
pH efluente
2% ácido, i=10
2% ácido, i=20
6% ácido, i=10
6% ácido, i=20
0% cimento
1% cimento
2% cimento
Figura 4.37 – Variação do pH do efluente versus tempo de ensaio.
Apresenta-se na Figura 4.38 a variação da relação entre o volume de efluente
e o volume de vazios da amostra (V/Vo) versus o tempo de ensaio. Da mesma forma
às Figuras anteriores, percebe-se a influência do nível de cimentação no volume de
percolado por tempo. As curvas, conforme já observado nas curvas breakthrough,
deslocam-se para a direita com a adição de elemento alcalino, gradativamente. A
variação do gradiente hidráulico para um mesmo nível de acidez do percolante não
interfere de forma uniforme, ou seja, não apresenta um padrão de comportamento,
ficando apenas evidente a variação das curvas no que se diz respeito à quantidade
de cimento adicionado ao solo.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
143
Na tabela 4.17 percebe-se que ocorre um significativo aumento do número de
poros percolados necessários à degradação da capacidade de retardamento que o
solo possui com a inserção de cimento na amostra. Isto indica que o solo, conforme
se adiciona cimento na amostra, aumenta sua capacidade de reter, ou retardar a
migração dos contaminantes.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
10 100 1000 10000
tempo (horas)
V/Vo
2% ácido, i=10
2% ácido i=20
6% ácido, i=10
6% ácido, i=20
0% cimento
1% cimento
2% cimento
Figura 4.38 – V/Vv versus tempo, para todas as amostras ensaiadas.
Os próximos parágrafos objetivam análises mais direcionadas ao
entendimento do comportamento individual de cada fenômeno de transporte, bem
como suas variações para diferentes concentrações ácidas do percolante, gradiente
hidráulico de percolação e da quantidade de cimento adicionado às amostras.
O coeficiente de retardamento – R apresentou uma variação de um mínimo de
1,000 - amostra sem cimentação, 10% de ácido no percolante submetido a gradiente
20, a um máximo de 7,039 – 1% de cimento, 2% de ácido no percolante, gradiente
10. Curiosamente o ensaio que resultou no maior coeficiente de retardamento não foi
o de maior quantidade de cimento, porém destaca-se que o ensaio na amostra com
2% de cimento não foi finalizado, sendo o coeficiente R apenas estimado.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
144
Tabela 4.17 – Número de poros percolados necessários à anulação da capacidade
de retenção do solo.
% cimento
na amostra
% de ácido
no percolado
Gradiente
Hidráulico
V/Vo no momento na
ascenção de C/Co
10 1,20
2
20 entre 0,50 e 2,00
10 1,00
0
6
20 entre 0,30 e 1,30
10 5,00
2
20 1,40
10 2,70
1
6
20 0,90
10 1,75
2
20 1,00
10 4,50
2
6
20 1,70
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3
V/Vo
C/Co
Neste exemplo, o valor de V/Vo de
ascenção de C/Co seria 2,00, ou seja,
após a percolação de um volume
correspondente a duas vezes o
volume de poros da amostra é que
seria a degradação teórica da
capacidade de retenção ou
retardamento do solo, sob um
determinado gradiente hidráulico e
nível de acidez do percolante.
O coeficiente de Peclet ficou dentro de uma faixa variação entre 0,022 –
amostra com 2% cimento, 2% de ácido na solução percolante aplicado a um
gradiente 10, e 1,727 para a amostra com 1% de cimento, solução 6% ácida sob
gradiente 20. O primeiro valor corresponde a uma dispersão hidrodinâmica
completamente dependente do transporte por difusão, diferentemente do segundo
valor, que é característico de dispersões hidrodinâmicas dependentes tanto do
transporte difusivo quanto o advectivo. Para as amostras cimentadas, maiores
gradientes hidráulicos retornaram maiores coeficientes de Peclet para uma mesma
solução, diferentemente das amostras sem cimento. Para um mesmo gradiente
hidráulico, maiores níveis de ácido no percolante retornaram a maiores coeficientes
de Peclet para as amostras cimentadas e menores Pe para as amostras sem
cimento.
Os valores dos coeficientes de dispersão hidrodinâmica – Dh para amostras
não cimentadas foram da ordem de 10
-3
cm
2
/s, com indicativos a partir dos
coeficientes de Peclet que tal transporte se dá tanto por difusão quanto por
advecção. A partir da inserção de cimento nas amostras, os valores de Dh
decresceram em uma ordem de grandeza em média, ficando em torno de 7,9 x 10
-4
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
145
cm
2
/s para amostras com 1% de cimento e de 4,6 x 10
-4
cm
2
para as amostras com
2%, mostrando que maiores quantidades de cimento retornam a menores valores
médios do coeficiente de dispersão hidrodinâmica.
O coeficiente de distribuição – kd foi o coeficiente considerado essencial para
o entendimento de como a interação meio-percolante foi afetada por diferentes
gradientes hidráulicos, níveis de acidez e presença ou não de cimento. Considerado
o grande termômetro da interação solo-contaminante, o fator kd apresentou um valor
médio de 0,052 cm
3
/g para amostras não cimentadas, 0,473 cm
3
/g após 1% de
cimento adicionado à amostra, e 0,346 cm
3
/g após 2%. Percebe-se um grande
aumento do volume de solução ácida na qual cada grama de solo é passível de
interagir, aumento este superior a 9 vezes em termos de valores médios após a
adição de 1% de cimento.
O coeficiente de condutividade hidráulica foi fortemente afetado devido à
percolação de águas ácidas, principalmente em amostras cimentadas. As amostras
sem cimento tiveram variações decrescentes em uma ordem de grandeza em média
a partir de uma amostra percolada apenas por água destilada. A variação de k para
amostras com 1% de cimento chegou a duas ordens de grandeza, comparando-se
uma amostra percolada apenas por água e outras por soluções tanto de 2, 6 quanto
10% de ácido, visto que a crescente quantidade de ácido no percolante não
influenciou de forma significativa o coeficiente k. Para amostras com 2% de cimento,
a variação foi mais acentuada, visto que a condutividade hidráulica passou de
valores na casa dos 10
-5
cm/s para 10
-8
cm/s, em casos de percolação tanto com 2
quanto com 6% de ácido na solução percolante.
A velocidade de fluxo -
ν
, variou com a mesma intensidade da condutividade
hidráulica. Em amostras sem cimento, a variação da velocidade de fluxo a partir de
uma amostra percolada apenas por água destilada e as amostras percoladas por
soluções ácidas ficou na mesma ordem de grandeza, porém havendo uma redução.
As variações significativas foram mesmo das amostras cimentadas, onde a presença
de cimento proporcionou uma redução da velocidade de fluxo em uma ordem de
grandeza quando adicionado 1%, e em 3 ordens quando adicionado 2%. Tal
variação da velocidade é atribuída ao grande retardo da progressão da frente de
contaminação proporcionado pela adição de cimento, visto o baixíssimo pH do
percolante e o alto pH do meio após a inserção alcalina.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
146
Os tempos totais de ensaio, que foram os necessários para que a
concentração relativa de contaminantes no percolado fosse 100%, simbolizaram os
efeitos da cimentação nas amostras, de forma crescente conforme a quantidade de
agente alcalino adiconado. Os tempos de ensaios em amostras submetidas à
percolações ácidas em amostras sem adição alcalina foram de 94 horas em média,
passando esta média a 985 horas após a adição de 1% de cimento, e a 4115 horas
após 2% de cimento serem adicionados ao solo. Tal crescimento pode ser atribuido
à diminuição da velocidade de fluxo e condutividade hidráulica, visto que estes
coeficientes descresceram numa proporção de grandeza semelhante ao aumento do
tempo de ensaio, para um mesmo valor aproximado de efluente.
Um interessante efeito do tempo e da percentagem de cimento presente na
solo pode ser visualizado na Figura 4.36, onde percebe-se que diferentes gradientes
e quantidades de ácido no percolante não afetam de forma significativa o tempo de
ensaio, sendo a quantidade de cimento no solo o fator determinante para uma
previsão do tempo em que a concentração relativa será máxima.
A Figura 4.37 apresenta a variação do pH do percolado versus tempo, o que
vem a corroborar o argumentado no parágrafo anterior. Percebe-se, apesar da
sobreposição dos pontos durante algum tempo, que as curvas estabelecem um
padrão de comportamento médio conforme a quantidade de cimento que foi
adicionado ao solo, ou seja, se agrupam conforme o grau de cimentação, não
havendo ação padronizada ou significativa do gradiente hudráulico e do potencial
ácido. Percebe-se que os ensaios em solos sem cimento partem de um pH já acido,
visto o arenito Botucatu ter esta característica, diferentemente das amostras que
sofreram cimentação, as quais partem de um pH fortemente alcalino, havendo então
a redução gradativa do pH com a percolação ácida.
O mesmo padrão de agrupamento é observado em relação ao número de
poros percolados (V/Vv) versus tempo. Na Figura 4.38, é possível acompanhar o
efeito da redução do GWV no volume de efluente, para um mesmo tempo de ensaio.
As curvas se agrupam conforme a quantidade de cimento presente no solo, e dentro
deste padrão, sobrepõem-se as curvas das diferentes combinações de gradiente
hidráulico e quantidade de ácido no percolante.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
147
Objetivou-se a patir da Tabela 4.12 buscar determinar o número de poros
percolados na qual a curva correspondente à concentração relativa de contaminante
no percolado sofre seu ápice de verticalidade. O problema encontrado na busca de
tal objetivo foi que em alguns casos, principalmente em amostras com 1% de
cimento, não ocorre um crescimento agudo da concentração relativa, e sim
gradativo. Assim sendo, o valor indicado em tal tabela é o correspondente ao ponto
de início do crescimento de C/Cc. Levando-se em conta tal fato, o que se percebe é
um aumento do valor de V/Vv em que se dá a verticalidade da curva a partir da
adição de cimento no solo, passando de valores entre 0,3 < V/Vv < 2 para solos não
cimentados a valores numa transição entre 0,9 < V/Vv < 5 para solos com cimento, o
que corrobora o indicativo de deslocamento para a direita da projeção na curva do
ponto C/Co=0,5 observado anteriormente nas curvas breakthrough.
A partir do princípio de que devemos sempre buscar correlações por mais
empíricas que sejam entre os resultados obtidos a partir de diferentes combinações,
dezenas de correlações foram testadas, a fim de procurar uma equação que
apontasse a uma padronização dos resultados, mesmo a diferentes condições de
gradiente hidráulico e nível de acidez impostos às amostras. Conforme citado pelo
Prof. VanGulck, devemos nos ater no empirismo quando não possuimos total
conhecimento dos fatores científicos que comandam um determinado fenômeno,
num processo chamado “experiência acumulada”. Assim sendo, sugere-se as
Figuras 4.38 e 4.39 aos pesquisadores que venham a conduzir estudos do processo
de percolações de águas contaminadas por ácido sulfúrico em solos, para que
possam ser ou corroboradas ou discutidas. Nestas figuras, buscou-se correlacionar o
maior número de fenômenos e fatores possíveis na busca de uma padronização,
sendo esta considerada como mais uma contribuição desta pesquisa ao processo de
entendimento da variação dos fenômenos de transporte de contaminantes, quando
estudados a partir de diferentes combinações de situações.
Nas Figuras 4.38 e 4.39, o eixo vertical corresponde a valores obtidos para o
coeficiente distribuição (kd), numa escala entre 0 e 1 unidade. Na escala horizontal,
apresenta-se uma razão entre a multiplicação do coeficiente de retardamento (R),
Número de Peclet (Pe), o próprio coeficiente de distribuição (kd), dispersão
hidrodinâmica (Dh) e a multiplicação da velocidade de percolação do fluído pelo meio
(“ground water velocity” -
ν
) e a altura da amostra, sendo esta relação adimensional.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
148
y = -0,0216x
2
+ 0,2472x + 0,0495
R
2
= 0,9426
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0,0001 0,0010 0,0100 0,1000 1,0000 10,0000
(R . Pe . kd . Dh) / v.h
kd
0% ci - i=10 0% ci - i=20 1% ci - i=10
1% ci - i=20 2% ci - i=10 2% ci - i=20
Ajuste Polinomial
Figura 4.38 – Padronização empírica – escala logaritmica.
y = -0,0216x
2
+ 0,2472x + 0,0495
R
2
= 0,9426
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50 5,00 5,50 6,00
(R . Pe . kd . Dh) / v.h
kd
0% ci - i=10 0% ci - i=20 1% ci - i=10
1% ci - i=20 2% ci - i=10 2% ci - i=20
Ajuste Polinomial
Figura 4.39 – Padronização empírica – escala normal.
Observa-se que esta correlação proposta retorna um fator de precisão R²
bastante aceitável para este tipo de correlação empírica.
A partir da equação da curva de ajuste dos resultados:
0495,02472,00216,0
2
++−= xxy
(Equação 5.1)
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
149
procede-se a substituição:
kdy
=
e
h
DhkdPeR
x
×
×
×
×
=
ν
assim, tem-se:
0495,0)(2472,0)(0216,0
2
+
×
×××
×+
×
×××
×−=
h
DhkdPeR
h
DhkdPeR
kd
νν
(Equação 5.2)
sabendo-se que h=10cm:
0495,0)
10
(2472,0)
10
(0216,0
2
+
×
×××
×+
×
×××
×−=
cm
DhkdPeR
cm
DhkdPeR
kd
νν
(Equação 5.3)
então:
0301
,0)(002472,0)(000216,0
2
+
×××
×+
×××
×−=
νν
DhkdPeRDhkdPeR
kd
(Equação 5.4)
Readequando os fatores:
0301,0)(002472,0)(000216,0
2
=+
×××
×−
×××
× kd
DhkdPeRDhkdPeR
νν
(Equação 5.5)
Assim sendo, tem-se na Equação 5.5 um resumo empírico observado a partir
da tendência de resultados obtidos, os quais foram determinados em 14 ensaios,
realizados sob 2 diferentes gradientes hidráulicos, e 3 diferentes níveis de acidez
para as amostras não cimentadas e 2 níveis para as amostras com cimento,
somando mais de 21.000 horas de ensaio. Destaca-se da mesma forma a
necessidade de uma correta determinação do coeficiente kd, visto que a
determinação dos demais fatores a partir do gráfico são dependentes deste.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
150
4.5 COMPARAÇÕES COM PESQUISAS ANTERIORES
Broderic & Daniel (1990) pesquisaram as variações da condutividade
hidráulica de solos devido a percolações de contaminantes orgânicos, entre eles, o
ácido acético, onde busca-se algum tipo de comparação para com esta tese, visto
ambos (o ácido empregado pelo autores e o sulfúrico empregado nesta tese)
apresentarem baixo pH.
Quanto às dosagens empregadas, os autores procederam investigações dos
efeitos da percolação de ácido acético em um solo 100% argiloso (entre outros
estudados) com 7% de cal hidratado, 7% de cimento Portland, e ainda cal com
silicato de sódio. Destaca-se que estes valores são significativamente superiores aos
empregados nesta tese, os quais foram de 1 e 2% de cimento Portlando. Os autores
não procederam as análises de transporte de contaminantes durante as percolações,
o que não gera a necessidade de haver uma concentração relativa de contaminantes
no efluente da ordem de 100%, o que demandaria um tempo de ensaio relativamente
alto, visto a alta adição de aditivos.
Em termos de gradiente hidráulico de percolação das águas ácidas, os citados
autores empregaram gradientes entre 50 e 200, chegando um caso a 300, valores
estes altíssimos, se comparados aos adotados nesta tese, de 10 e 20. Os gradientes
empregados pelos autores foram os necessários para que se obtivesse um mínimo
volume de percolado, não havendo preocupações quanto ao transporte de
contaminantes, apenas da condutividade hidráulica.
Um fato interessante em termos de comparação entre as pesquisas é quanto
ao número de poros percolados em cada ensaio. A amostra em que 7% de cimento
Portlando foram adicionados, foi percolado apenas uma vez o número de poros da
amostra, o que segundo a experiência acumulada nesta tese, é muito pequeno em
termos de transporte de contaminantes, onde acredita-se que a concentração
relativa de contaminantes no efluente ainda seja muito baixa.
Em termo de variações da condutividade hidráulica do solo devido às
percolações ácidas, Broderic & Daniel (1990) observaram sensíveis reduções da
condutividade hidráulica do solo percolado por ácido acético, a partir da inserção de
cal e cimento. Os autores destacam que o solo puro, quando percolado por ácido
acético, apresentou k = 1 x 10
-6
cm/s, valor esque que decresceu em uma ordem de
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
151
grandeza a partir da inserção de 7% de cal ao solo, e em quatro ordens de grandeza
quando da adição de 7% de cimento, sendo a condutividade hidráulica média em
torno de k = 1 x 10
-10
cm/s. Em termos de comparação para com esta tese, a
inserção de 2% cimento Portland nas amostras de solo proporcionou um decréscimo
de três ordens de grandeza na condutividade hidráulica deste (de 10
-5
cm/s para 10
-8
cm/s). Acredita-se que o decréscimo de quatro ordens de grandeza verificado pelos
autores possa ser alcançado a partir da adição de maiores quantidades de cimento
ao solo, porém destacando-se um certo tipo de inviabilidade destes ensaios caso
estes forem analisados em termos de transporte de contaminantes, sendo que
apenas 2% de cimento já fez com que 11 meses fossem necessários para a
realização de um dos ensaios. A alternativa seria a adoção de gradientes hidráulicos
superiores, caso aos dos adotados pelos autores, chegando a 300, onde acredtia-se
que ocorra um total comprometimento da interação meio – contaminante.
CAPÍTULO 5
ANÁLISES E RESULTADOS
ENSAIOS DE COMPRESSIBILIDADE
Apresenta-se neste Capítulo os resultados e análises referentes aos ensaios
de compressibilidade em amostras previamente e após percolações ácidas.
Inicialmente, são apresentados e analisados os resultados dos ensaios de
carregamento axial (segunda fase do ensaio de coluna), seguida pela apresentação
e análises dos dados provenientes de ensaios triaxiais isotrópicos. Finalizando este
Capítulo, apresentam-se análises complementares ao entendimento dos
comportamentos obtidos.
5.1 ENSAIOS DE CARREGAMENTO AXIAL
5.1.1 Amostras sem cimentação
Nos ensaios realizados em amostras de SRAB sem cimentação sob
percolação de soluções ácidas em diferentes concentrações, percebeu-se uma
variação gradativa dos parâmetros de compressibilidade das mesmas. Nas Figuras
5.1, 5.2, 5.3 e 5.4 são apresentados o comportamento carga versus recalque para
corpos de prova de solo submetidos à percolação de 0, 2, 6 e 10% de ácido
sulfúrico, respectivamente, para os gradientes 10 e 20, em amostras sem adição de
cimento. Nas Figuras 5.5 e 5.6 apresenta-se um comparativo tensão vertical vs
índice de vazios para todos os ensaios, também para os gradientes 10 e 20. É
possível visualizar que há uma pequena distinção das curvas tensão vs índice de
vazios para solos submetidos às mesmas concentrações de contaminante, porém a
gradientes diferentes.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
153
0.36
0.38
0.40
0.42
0.44
0.46
0.48
0.50
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
i=10 i=20
Figura 5.1 – Tensão vs e, para 0% ácido sulfúrico, 0% cimento.
0.36
0.38
0.40
0.42
0.44
0.46
0.48
0.50
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
i=10 i=20
Figura 5.2 – Tensão vs e, para 2% ácido sulfúrico, 0% cimento.
Na Tabela 5.1 apresentam-se os índices de vazios finais após percolação de
águas ácidas, sob diferentes concentrações e gradientes hidráulicos. Percebe-se
maiores índices de vazios finais das amostras com maiores presenças de cimento,
bem como em amostras percoladas por menores quantidades de ácido no
percolante.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
154
0.36
0.38
0.40
0.42
0.44
0.46
0.48
0.50
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
i=10 i=20
i=10 ( Repet) i=20 (Repet)
Figura 5.3 – Tensão vs e, para 6% ácido sulfúrico, 0% cimento.
0.36
0.38
0.40
0.42
0.44
0.46
0.48
0.50
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
i=10 i=20
Figura 5.4 – Tensão vs e, para 10% ácido sulfúrico, 0% cimento.
Observa-se que a compressibilidade do solo é diretamente afetada pela
concentração de ácido sulfúrico no percolado. Tem-se para maiores concentrações
do ácido no percolante, maiores níveis de recalques do corpo de prova no
carregamento. Tomando um mesmo nível de tensões, como por exemplo a tensão
máxima aplicada aos corpos de prova, na casa dos 4 MPa, tem-se um aumento dos
níveis dos recalques em 2,5% para percolação de uma solução com 2% de ácido
sulfúrico, 37,5% de aumento para 6% de ácido e de 50% para o caso onde houve
percolação com 10% de ácido no percolante.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
155
i = 10
0.38
0.39
0.40
0.41
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% de ácido 2% de ácido 6% de ácido 6% de ácido - Repet 10% de ácido
Figura 5.5 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=10, 0% cimento.
i = 20
0.38
0.39
0.40
0.41
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% ácido 2% de ácido 6% de ácido 6% de ácido - Repet 10% de ácido
Figura 5.6 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=20, 0% cimento.
Uma maior compressibilidade de amostras que foram submetidas ao fluxo de
líquidos com maior quantidade de ácido na solução pode ser explicada pela ausência
mais acentuada de finos na face superior da amostra, já que estes migraram com
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
156
maior intensidade ao fundo da amostra. Desta forma, o índice de vazios na face
superior da amostra, onde é instalado o top cap e o pistão, seria maior do que o
mesmo índice de amostras percoladas por menores concentrações de ácido na
solução, fazendo com que conseqüentemente os recalques sejam maiores.
Tabela 5.1 – Índice de vazios final após carregamento axial (0% cimento).
% cimento
na amostra
% ácido no
percolante
Gradiente
hidráulico
Índice de Vazios
inicial – e
o
Índice de Vazios
final – ef
0% 10 0,422
0% 20 0,421
2% 10 0,414
2% 20 0,410
6% 10 0,412 e 0,418
6% 20 0,401 e 0,402
10% 10 0,406
0%
10% 20
0,486
0,395
A fins de comparação, objetivando determinar as variações absolutas na
compressibilidade das amostras devido às percolações ácidas, inicialmente
procedeu-se ensaios em amostras percoladas apenas com água destilada, sem a
presença de ácido sulfúrico (Figura 5.1), sob 2 gradientes hidráulicos. Percebe-se
que o aumento do gradiente não retorna a uma variação no índice de vazios final da
amostra após o carregamento de pouco mais de 4 MPa, em torno de 0,422, a partir
de um mesmo índice de vazios inicial de 0,486. Destaca-se que este resultado esta
dentro do esperado, visto que um aumento do gradiente neste caso não causa um
dano teórico à amostra de maneira a influenciar a compressibilidade a altas tensões.
A partir da Figura 5.2, que apresenta os resultados da variação do índice de
vazios versus tensão axial para amostras percoladas por uma solução com a
incorporação de 2% de ácido sulfúrico, percebe-se inicialmente que um maior
gradiente de percolação retorna a uma discreta maior compressibilidade da amostra,
ou seja, a um menor índice de vazios final, a partir de um mesmo inicial, porém
considera-se esta diferença dentro de uma faixa de variabilidade do próprio ensaio,
não se podendo afirmar que tal variação seja devida ao aumento do gradiente para
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
157
este caso. O que se pode perceber é que o valor médio do índice de vazios final
após o carregamento axial para estas amostras percoladas por solução 2% ácida é
inferior à media de e dos ensaios realizados sem a presença de ácido no percolante,
ficando esta em 0,412, o que indica um início de uma possível degradação da
amostra devido à percolação química.
Seguindo o incremento de acidez no percolante, a adição de 6% de ácido
sulfúrico no percolante gerou um aumento ainda maior na compressibilidade das
amostras, conforme visto na Figura 5.3. Percebe-se que os ensaios realizados sob
um maior gradiente geram uma maior compressibilidade da amostra, conforme
visualizado de forma apenas discreta nos ensaios sob percolação 2% ácida, porém
de uma forma pouco mais expressiva. Nestas percolações com 6% de ácido,
procedeu-se a duplicidade dos ensaios almejando-se estabelecer uma faixa de
variabilidade dos resultados, ou mesmo a repetibilidade dos mesmos. Conforme
destacado no parágrafo anterior, visualiza-se que existe uma faixa de dispersão dos
resultados entre os ensaios, o que acredita-se ser normal, dentro de uma
variabilidade esperada, visto que as amostras já passaram por toda uma etapa de
contaminação. Nesta repetibilidade, observa-se que os ensaios conduzidos sob
gradiente 10 retornaram em uma maior diferença das curvas. Comparando-se os
valores dos índices de vazios finais após o carregamento axial, percebe-se uma
diminuição gradativa destes conforme procede-se o aumento do potencial ácido do
percolante, mostrando que a amostra esta sofrendo não apenas uma contaminação
conforme analisado na primeira etapa do ensaio de coluna, mas também sofrendo
variações estruturais devido à percolação ácida.
O extremo de contaminação na qual as amostras foram submetidas foi de
10% de ácido no percolante em amostras sem cimento, conforme apresentado na
Figura 5.4. O padrão referente ao aumento da compressibilidade das amostras para
crescentes potenciais ácidos do percolante foi mais uma vez visualizado nestas
amostras, em maior intensidade para percolação sob gradiente 20. O valor mínimo
de índice de vazios obtido para as amostras sem cimentação foi observado para
10% de ácido no percolante e gradiente 20, sendo este 0,395. Para o mesmo
gradiente hidráulico de 20, porém sem ácido na solução, o valor de e foi de 0,421,
sendo ambos ensaiados a partir do mesmo índice de vazios inicial. Após a realização
dos ensaios, procedeu-se a exumação visual das amostras a fim de constatar
alguma alteração aparente destas, que explicasse tamanho aumento da
compressibilidade, porém não foram constatadas variações aparentes tanto na
coloração quanto na textura.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
158
Os efeitos da percolação ácida são observados nas Figuras 5.5 e 5.6, para os
gradientes 10 e 20 respectivamente. Em ambas, maiores potenciais ácidos do
percolante retornam menores índices de vazios finais após o carregamento,
mostrando haver um aumento progressivo da degradação da amostra para
crescentes quantidades de ácido dissolvido na solução. As maiores variações devido
às percolações químicas foram obtidas para percolações sob gradiente 20, visto que
desta forma, o contaminante é submetido a uma forma mais “intensa” à amostra.
Procurou-se determinar a real causa do aumento da compressibilidade das
amostras para crescentes níveis de ácido no percolante. A teoria nos diz que
percolações de águas com baixo pH em solos são os casos mais favoráveis para
que ocorra a solubilização de metais presentes no solo, tanto na estrutura deste
quanto em forma de contaminação. A primeira hipótese analisada foi quanto ao
desprendimento de metais do solo na solução ácida, fazendo com que estes fossem
carreados pelo percolante na forma dissolvida, ocorrendo a perda de massa do solo
e conseqüente aumento da compressibilidade. Para que esta hipótese fosse
corroborada, o esperado é que fossem detectadas variações inicialmente
inexplicáveis da condutividade elétrica do percolado, fazendo com que em
determinado ponto do ensaio (fase final), a condutividade do percolado fosse
superior ao da solução na entrada da amostra, visto que este teria incorporado
metais, os quais possuem elevada condutividade elétrica. Porém, tais variações não
foram observadas, não havendo em momento algum a superioridade numérica da
condutividade do percolado em relação à solução presente no reservatório de
entrada.
A partir ainda da hipótese de que a solução ácida estaria solubilizando, ou
basicamente “deslocando” partículas dentro da amostra, procedeu-se a realização de
ensaios sem a presença de filtros na base da amostra, a fim de detectar alguma
perda de massa, ou possível carreamento das partículas finas do solo devido ao
aumento da solubilidade promovido pela presença ácida. Nestes ensaios, percebeu-
se que o percolado estava exercendo uma função do tipo defloculante na amostra,
visto que este havia incorporado finos. A partir de tal ensaio-teste, passou-se a
considerar que as amostras estariam sendo reorganizadas pelo percolado, de forma
que os finos do solo estariam teoricamente migrando para a base da amostra,
gerando um aumento da porosidade no topo da amostra, aumentando
conseqüentemente a compressibilidade da amostra, visto ser o carregamento
aplicado na face superior.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
159
Objetivando constatar tal hipótese de migração de finos do topo para a base
da amostra devido à percolação ácida, procedeu-se um ensaio simples de
granulometria da amostra, tomando-se amostras do topo, meio e base desta. Os
resultados desta investigação são apresentados na Figura 5.7, onde a premissa de
migração de finos da amostra foi corroborada. Na figura, tem-se ao meio a curva
correspondente à faixa mediana da amostra, com um deslocamento à direita desta
do testemunho do topo, o que indica uma diminuição da fração fina, sendo esta
fração percebida como componente da base da amostra. Destaca-se que esta
análise granulométrica se deu para uma amostra formada de solo sem cimento,
percolada por uma solução com 6% de ácido sulfúrico dissolvido.
O comportamento das amostras no descarregamento foi ligeiramente
diferenciada para as percolações submetidas a diferentes gradientes hidráulicos.
Conforme apresentado na Figura 5.5, para percolações sob gradiente 10, percebe-se
que a fase de descarregamento axial das amostras são praticamente paralelos, ou
seja, a presença ou não do contaminante não influencia o de forma significativa o
coeficiente Cd (inclinação da reta de descarregamento) dos ensaios. Para
percolações sob gradiente 20 (Figura 5.6), a recuperação das deformações no
processo de descarregamento foi mais acentuado para a amostra que não sofreu
contaminação, mesmo esta ter sofrido deformações muito inferiores às demais, as
quais foram contaminadas por soluções com 2, 6 e 10% de ácido.
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
100,00
0,001 0,010 0,100 1,000 10,000 100,000
Distribuição Granulométrica (mm)
% Passante
Topo
Meio
Base
1040
100
4
200
# nº
Figura 5.7 – Distribuição granulométrica de três diferentes pontos de uma amostra sem cimentação
percolada por uma solução com 6% de ácido sulfúrico.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
160
5.1.2 Amostras com 1% de cimento
Nas Figuras 5.8, 5.9 e 5.10 são apresentados os comportamentos tensão vs
índice de vazios para amostras percoladas por soluções com 0, 2% e 6% de ácido
sulfúrico, respectivamente, sob gradientes hidráulicos 10 e 20. As Figuras 5.11 e
5.12 apresentam os comportamentos para os gradientes de 10 e 20
respectivamente.
A partir da inserção de de 1% de cimento nas amostras, os efeitos foram
observados não apenas em termos de retardamento da frente de contaminação, mas
também em termos de compressibilidade das amostras. Seguindo o comportamento
obtido para amostras não cimentadas, as amostras com 1% de cimento obtiveram
praticamente o mesmo recalque para percolações de água destilada porém para
diferentes gradientes hidráulicos, conforme observado na Figura 5.8. O índice de
vazios ao final do carregamento axial alcançou valores na faixa de 0,481, superiores
aos 0,422 obtidos para amostras não cimentadas.
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
0.52
10 100 1000 10000
tensão (kPa)
e
i=10 i=20
Figura 5.8 – Tensão vs e, para 0% ácido sulfúrico, 1% cimento.
As amostras com 1% de cimento carregadas após a percolação de solução
com 2% de ácido sulfúrico dissolvido apresentou significativa discrepância dos
valores finais de índice de vazios, quando o gradiente em que a solução foi
percolada passou de 10 para 20 unidades (Figura 5.9). Tal comportamento já foi
observado em amostras sem cimentação, porém em menor escala.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
161
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
0.52
10 100 1000 10000
tensão (kPa)
e
i=10 i=20
Figura 5.9 – Tensão vs e, para 2% ácido sulfúrico, 1% cimento.
Para percolações ácidas 6%, da mesma forma para 2%, observa-se maiores
variações do índice de vazios para amostras percoladas sob gradiente 20 (Figura
5.10).
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
0.52
10 100 1000 10000
tensão (kPa)
e
i=10 i=20
Figura 5.10 – Tensão vs e, para 6% ácido sulfúrico, 1% cimento.
Conforme já observado na Figura 5.1, a Figura 5.8 destaca a não influência do
gradiente hidráulico imposto à água destilada percolada à amostra antes do
carregamento axial. Já a partir de 2% de ácido sulfúrico no percolante, o gradiente
hidráulico passou a ser uma variável a mais no processo, sendo que os índices de
vazios finais para gradiente 20 foram menores do que para gradientes 10.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
162
A partir dos comportamentos tensão versus índice de vazios para ambos os
gradientes hidráulicos (Figuras 5.11 e 5.12) é possível visualizar a influência da
quantidade de ácido dissolvido no percolante, sendo que maiores concentrações de
ácido retornam menores índices de vazios finais, ou seja, maior compressibilidade da
amostra.
Na Tabela 5.2, apresenta-se os resultados dos índices de vazios finais de
amostras com 1% de cimento, após percolação por diferententes concentrações de
percolantes, sob carregamento axial, onde percebe-se maiores índices de vazios
para amostras sem contato com percolantes ácidos, e o aumento da
compressibilidade para maiores quantidades de ácido dissolvido no percolante.
Inicialmente tratando-se de amostras percoladas apenas por água destilada e
então carregadas axialmente (Figura 5.8), percebe-se que a variação do índice de
vazios ao final do processo de carregamento é significativamente inferior da variação
obtida para amostras sem cimento, fato este esperado visto o acréscimo de
resistência sempre provido pela adição deste. Conforme percebido em ensaios sem
cimentação, o aumento do gradiente hidráulico na qual a amostra foi submetida
durante os 3 dias de cura do cimento não gerou variações significativas na
compressibilidade, sendo a pequena diferença entre as curvas dentro da
considerada variabilidade do ensaio. A partir de um índice de vazios de 0,506, após
um carregamento de pouco mais de 4 MPa, a amostra chegou a um mínimo de
e=0,481 sob gradiente 10, demonstrando o grande acréscimo de resistência à
compressilidade obtido a partir da adição de 1% de cimento.
Passando-se a adicionar apenas 2% de ácido sulfúrico no percolante, grandes
aumentos da compressibilidade das amostras podem ser visualizados, conforme
apresentado na Figura 5.9. As amostras apresentaram um comportamento
compressivo similar àquelas sem cimento, mostrando que a percolação ácida
degradou a matriz cimentante. Quando sob gradiente 20, a solução ácida mostrou-se
ser mais impactante, causando um maior dano à amostra, conforme comportamento
já visualizado em amostras sem cimento. A partir de um eo=0,506, sob gradiente 20,
a presença de 2% de ácido gerou um ef=0,429, muito inferior ao ef=0,484 para o
caso sem a presença de ácido no percolante.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
163
i = 10
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
0.52
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% ácido 2% ácido 6% ácido
Figura 5.11 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=10, 1% cimento.
i = 20
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
0.52
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% ácido 2% ácido 6% ácido
Figura 5.12 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=20, 1% cimento.
Inserindo 6% de ácido na solução percolante (Figura 5.10), as curvas e vs
tensão axial para ambos gradientes empregados demonstram a intensificação da
degradação da matriz cimentante, ou seja, de forma mais expressiva do que para
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
164
percolações com soluções com apenas 2% de ácido, em termos de índice de vazios
mínimo após o carregamento axial. A amostra percolada sob gradiente hidráulico 10
apresentou uma reta de recompressão mais longa, ou seja, uma menor
compressibilidade à baixas tensões, diferentemente da amostra percolada sob i=20,
a qual já apresenta passar a um trecho virgem da reta de adensamento já a partir de
baixas tensões, mostrando estar mais “degradada” do que para o caso de menor
gradiente. Em termos de índice de vazios mínimo após a aplicação do carregamento,
houve uma diminuição apenas discreta quando o percolante passou a incorporar 6%
de ácido, ao invés de 2%, principalmente em ensaios conduzidos sob i=20.
Tabela 5.2 - Índice de vazios final após carregamento axial (1% cimento).
% cimento
na amostra
% ácido no
percolante
Gradiente
hidráulico
Índice de Vazios
inicial – e
o
Índice de Vazios
final – ef
0% 10 0,481
0% 20 0,484
2% 10 0,456
2% 20 0,429
6% 10 0,449
1%
6% 20
0,506
0,426
Analisando-se inicialmente a Figura 5.11 (e vs tensão para i=10), percebe-se
o significativo aumento da compressibilidade das amostras atacadas quimicamente,
acredita-se que se deva tanto pelo fato de que finos da amostra estejam migrando do
topo para a base devido ao efeito defloculante da percolação ácida, quanto por haver
uma degradação das ligações cimentantes, visto que as amostras que sofreram
percolações ácidas, ao final do ensaio, não apresentaram qualquer indício da
presença de cimento (resistência ao desmolde), conforme visualizado nas amostras
percoladas apenas por água destilada, as quais apresentavam alta resistência ao
desmolde. Um fato merecedor de destaque na figura acima citada é que a curva
correspondente à percolação com solução 2% ácida apresentou maiores
deformações a baixas tensões do que a amostra percolada por 6% de ácido,
mostrando que em baixas tensões, neste caso, a quantidade de ácido no percolante
(2 ou 6%) não é significativa, sendo apenas determinante a altas tensões.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
165
Passando a análise aos ensaios conduzidos sob i=20 (Figura 5.12) é que se
percebe um maior impacto devido às percolações ácidas, em maior intensidade do
que para as amostras ensaiadas a i=10. Neste caso (sob i=20), inicialmente percebe-
se a pequena compressibilidade da amostra percolada apenas por água destilada,
se comparada às demais contaminadas. As demais, que sofreram contato com as
soluções de baixo pH, apresentaram altas compressibilidades, sem grandes
variações entre elas (para diferentes níveis de acidez), sendo que nestes casos, a
matriz cimentante foi altamente degradada pela ação química (percebido tanto pelo
grande aumento da compressibilidade quanto pela exumação posterior da amostra, a
qual mostrou-se frágil, como se o cimento não tivesse sido incorporado). Todas as
amostras foram ensaiadas a partir de um e= 0,506 e foram carregadas axialmente
até uma mesma tensão, sendo os índices de vazios finais de 0,481, 0,456 e o,449
para 0, 2 e 6% de ácido respectivamente no percolante sob gradiente 10, e 0,484,
0,429 e 0,426 para a mesma seqüência de contaminação, porém gradiente 20. A
partir destes valores, percebe-se uma degradação crescente da cimentação, e
conseqüente aumento da compressibilidade, para crescentes quantidades de ácido
sulfúrico na solução.
O resultado do descarregamento das amostras foi distinto entre as amostras
com e sem contaminação. Os ensaios que foram conduzidos com alguma acidez (2
ou 6%) apresentaram uma maior recuperação das deformações sofridas durante o
carregamento em termos absolutos, se comparados aos ensaios não contaminados.
Destaca-se porém que as amostras contaminadas sofreram deformações muito
superiores àquela percolada apenas por água, sendo a percentagem de recuperação
das deformações com base na deformação sofrida similar entre as amostras
submetidas a um mesmo gradiente. Para as amostras submetidas a um gradiente de
percolação igual a 10, a taxa média de recuperação das deformações axiais sofridas
durante o carregamento foi de 29% após total descarregamento, valor este
significativamente superior aos 17% de recuperação das amostras submetidas à
gradiente 20.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
166
5.1.3 Amostras com 2% de cimento
Nas Figuras 5.13, 5.14 e 5.15 são apresentados os comportamentos tensão
vs índice de vazios para amostras percoladas por soluções com 0, 2% e 6% de ácido
sulfúrico, respectivamente, sob gradientes hidráulicos 10 e 20. As Figuras 5.16 e
5.17 apresentam os comportamentos para os gradientes de 10 e 20
respectivamente.
Conforme o padrão de comportamento já observado em amostras não
cimentadas e amostras com adição de 1% de cimento, as amostras com 2% de
cimentação percoladas apenas por água destilada e carregadas axialmente
apresentaram curvas sobrepostas para gradientes hidráulicos 10 e 20. Seguindo o
comportamento já visualizado anteriormente, nota-se uma significativa variação entre
as curvas e versus tensão para amostras percoladas com soluções 2% e 6% ácidas,
sempre maiores gradientes retornando maior compressibilidade do material
(conforme Figuras 5.13 e 5.14).
Nas Figuras 5.16 e 5.17 são apresentados os resultados da variação do índice
de vazios versus tensão axial, de amostras com 2% de cimento, percoladas por
soluções com 0%, 2% e 6% de ácido sulfúrico, sob gradientes 10 e 20,
respectivamente. Nestas, percebe-se a influência da presença do contaminante na
variação do índice de vazios, havendo uma brusca variação quando a acidez do
percolante passa de 0% para 2%, e uma discreta variação de e quando o percolante
passou a conter 6% de ácido sulfúrico ao invés de 2%. Este comportamento foi
obtido para ambos os gradientes hidráulicos.
Na Tabela 5.3 destaca-se os valores de índice de vazios no final do
carregamento axial, para amostras com 2% de cimento. A partir de e
o
=0,506,
percebe-se uma variação de e na ordem de 3,5 a 3,7% para percolações não ácidas,
8,8 a 10,2% para percolação com soluções 2% ácidas, e 10,00 e 13,71% para os
casos em que o percolante possui 6% de ácido sulfúrico dissolvido (gradientes 10 e
20 respectivamente).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
167
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
10 100 1000 10000
tensão (kPa)
e
i=10 i=20
Figura 5.13 – Tensão vs e, para 0% ácido sulfúrico, 2% cimento.
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
10 100 1000 10000
tensão (kPa)
e
i=10 i=20
Figura 5.14 – Tensão vs e, para 2% ácido sulfúrico, 2% cimento.
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
10 100 1000 10000
tensão (kPa)
e
i=10 i=20
Figura 5.15 – Tensão vs e, para 6% ácido sulfúrico, 2% cimento.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
168
Os ensaios de carregamento axial realizados em amostras com 2% de
cimento vêem a corroborar os comportamentos já observados anteriormente, em
amostras com apenas 1% de cimento ou mesmo sem. Inicialmente, a partir da Figura
5.13, que apresenta a variação do índice de vazios versus tensão axial para
amostras não contaminadas, o que se pode perceber mais claramente é a
sobreposição das curvas referentes aos dois gradientes hidráulicos impostos às
amostras. Como destacado no início deste parágrafo, este comportamento já foi
observado anteriormente em outras dosagens de cimento. O índice de vazios ao final
do processo de carregamento foi superior àqueles das amostras com apenas 1% de
cimento, conforme esperado, visto a amostra apresentar uma menor
compressibilidade devido a uma maior cimentação, ficando ef = 0,488 para 2% de
cimento e ef = 0,482 para 1%, em média entre os dois gradientes, ambos ensaiados
a partir de um mesmo e.
A partir da adição de 2% de ácido no percolante, os efeitos da degradação da
amostra e do gradiente hidráulico de fluxo passam a ser observados na curva de
variação do índice de vazios versus tensão, conforme Figura 5.14. Os ganhos em
termos de diminuição da compressibilidade são fortemente reduzidos devido à
acidez do percolante, em maior intensidade para percolação sob gradiente 20. A
partir de uma rápida comparação para com carregamentos de amostras com apenas
1% de cimento e sem cimento, percebe-se uma diminuição gradativa da
compressibilidade para crescentes quantidades de cimento na amostra, porém o
mesmo aumento da compressibilidade sob maiores gradientes na qual as soluções
foram percoladas.
A diluição de 6% de ácido em solução aquosa e posterior percolação em
amostras com 2% de cimento (Figura 5.15) proporcionou um discreto aumento na
compressibilidade das amostras, se compararmos às amostras percoladas por
soluções 2% ácidas, tanto para gradiente 10 quanto para 20. O que se observa a
partir das percolações ácidas em amostras com 2% de cimento é que a influência do
gradiente hidráulico passa a gerar maior compressibilidade nas amostras do que
crescentes quantidades de ácido presente no percolante. Esta observação pode ser
confirmada a partir das Figuras 5.16 e 5.17, onde maiores gradientes retornam
maiores compressibilidades para as amostras contaminadas, e maiores quantidades
de ácido no percolante não resultam em grandes variações dos índices de vazios
finais após o carregamento axial, porém ocorrendo sempre uma maior
compressibilidade para a amostra percolada pela solução mais ácida.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
169
i = 10
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
0.52
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% ácido 2% ácido 6% ácido
Figura 5.16 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=10, 2% cimento.
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
0.52
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% ácido 2% ácido 6% ácido
i = 20
Figura 5.17 – Variação do índice de vazios vs tensão, para i=20, 2% cimento.
Conforme também já detectado nas amostras com 0 e 1% de cimento, o
comportamento das curvas durante o descarregamento foi diferenciado para as
amostras que sofreram contaminações ácidas, havendo uma maior recuperação
destas deformações em valores totais do que para amostras não contaminadas.
Falando-se em termos de taxa de recuperação das deformações, em percentagem,
referente à variação total do índice de vazios, destaca-se que esta foi similar para
todas as amostras submetidas a um mesmo gradiente hidráulico.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
170
Tabela 5.3 - Índice de vazios final após carregamento axial (2% cimento).
% cimento na
amostra
% ácido no
percolante
Gradiente
hidráulico
Índice de
Vazios inicial –
eo
Índice de
Vazios final –
ef
0% 10 0,489
0% 20 0,488
2% 10 0,465
2% 20 0,447
6% 10 0,460
2%
6% 20
0,506
0,445
5.1.4 Resultados globais de compressibilidade
Neste item objetiva-se a apresentação dos resultados de carregamento axial
de forma global, ou seja, correlacionando amostras com 0, 1 e 2% de cimento,
percoladas por 0, 2 e 6% de ácido sulfúrico, sob gradientes hidráulicos 10 e 20.
Assim sendo, as Figuras 5.18 e 5.19 apresentam o comportamento em termos de
tensão vs índice de vazios para amostras percoladas apenas por água, sem adição
de ácido, para gradientes hidráulicos 10 e 20 respectivamente. As Figuras 5.20 e
5.21 destacam o comportamento obtido para as amostras percoladas por uma
solução com 2% de ácido sulfúrico dissolvido, para gradientes 10 e 20, e as Figuras
5.22 e 5.23 para percolantes com 6% de ácido, também para gradientes 10 e 20
respectivamente.
A inserção de cimento em amostras, além de benefícios no processo de
retardamento da migração de contaminantes, age de forma a evitar grandes
variações do índice de vazios da amostra quando submetidas a tensões axiais. Nas
Figuras 5.18 e 5.19 percebe-se uma grande contribuição da cimentação no
comportamento de compressibilidade das amostras, comparando-se com a curva de
uma amostra não cimentada. A contribuição da cimentação tende a perder sua
eficácia para crescentes quantidades de ácido dissolvido no percolante, conforme
Figura 5.20 e 5.21, onde percebe-se uma que as curvas das amostras cimentadas se
deslocam na direção da curva da amostra não cimentada. Já nas Figuras 5.22 e
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
171
5.23, principalmente a última, nota-se uma sobreposição parcial das curvas
relacionadas à amostra não cimentada, e a com a presença de 1% de cimento, o que
indica a degradação avançada da cimentação devido à percolação ácida
(concentração de 6%) sob gradiente 20.
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% cim 1% cim 2% cim
i = 10
Figura 5.18 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas com água destilada, para i=10.
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% cim 1% cim 2% cim
i = 20
Figura 5.19 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas com água destilada, para i=20.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
172
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% cim 1% cim 2% cim
i = 10
Figura 5.20 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas por solução com 2% ácido, i=10.
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% cim 1% cim 2% cim
i = 20
Figura 5.21 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas por solução com 2% ácido, i=20.
Foram investigadas as variações dos coeficientes de compressiblidade C
c
(reta virgem de compressão), C
r
(trecho de recompressão), C
d
(descarregamento) e
tensão de pré-adensamento para todas as combinações estudadas, a partir dos
ensaios de carregamento axial em amostras após a primeira etapa de percolação.
Os resultados são apresentados na Tabela 5.4. Destaca-se que os valores das
tensões de pré-adensamento foram determinados através do método de Pacheco
Silva.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
173
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% cim 1% cim 2% cim
i = 10
Figura 5.22 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas por solução com 6% ácido, i=10.
0.42
0.43
0.44
0.45
0.46
0.47
0.48
0.49
0.50
0.51
10 100 1000 10000
Tensão (kPa)
e
0% cim 1% cim 2% cim
i = 20
Figura 5.23 – Variação e vs tensão, para amostras percoladas por solução com 6% ácido, i=20.
Conforme Tabela 5.4, observa-se que os valores do coeficiente de
recompressão (Cr) variam de um mínimo de 0.0006 (amostra com 2% de cimento) a
um máximo de 0.0135 (amostra não cimentada e nível máximo de contaminante no
percolante). Os valores do coeficiente de compressão (Cc), ou reta virgem de
compressão, ficaram na faixa de variação entre 0.0352 (amostra com 1% de
cimento, gradiente 20, sem contaminação) e 0.1794 (amostra não cimentada, 2% de
ácido sob gradiente 20), o coeficiente de descarregamento (Cd) entre 0.0016 (1% de
cimento, gradiente 20, sem contaminação) e 0.0091 (amostra não cimentada, sem
percolação ácida); a tensão de pré-adensamento variou entre 710 kPa para uma
amostra contaminada por uma solução com 6% de ácido sulfúrico e 2250kPa, para
uma amostra com 2% de cimento sem contaminação ácida.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
174
Tabela 5.4 – Resumo dos coeficientes de compressibilidade – ensaios coluna.
%
cimento
gradiente
% ácido C
r
C
c
C
d
σ
v'm
(kPa)
0% 0.0070 0.1080 0.0058 1710
2% 0.0081 0.0991 0.0079 1070
6% 0.0129 0.1216 0.0065 1410
10
10% 0.0135 0.1351 0.0065 1505
0% 0.0131 0.1121 0.0091 1840
2% 0.0098 0.1794 0.0052 2080
6% 0.0119 0.1156 0.0044 1310
0%
20
10% 0.0121 0.1204 0.0062 1140
0% 0.0016 0.0641 0.0034 2130
2% 0.0059 0.0875 0.0081 1440
10
6% 0.0050 0.1102 0.0051 1450
0% 0.0011 0.0352 0.0016 1260
2% 0.0040 0.1001 0.0055 930
1%
20
6% 0.0035 0.0886 0.0052 710
0% 0.0006 0.0470 0.0035 2220
2% 0.0007 0.1200 0.0026 1940
10
6% 0.0020 0.1206 0.0062 1770
0% 0.0006 0.0472 0.0034 2250
2% 0.0078 0.0812 0.0054 1480
2%
20
6% 0.0093 0.0842 0.0060 1280
Em termos de médias, os valores de tensão de pré-adensamento
apresentaram diferentes comportamentos para diferentes gradientes. Para amostras
percoladas à gradiente 10, obteve-se
σ
v’m
crescente conforme adicionava-se cimento
à amostra. Para amostra não cimentada, obteve-se
σ
v’m
de 1424kPa, passando a
uma média de 1673kPa para amostras com 1% de cimento, e para 1977kPa para
amostras com 2% de cimento. Tal comportamento foi observado também em
amostras percoladas com gradiente 20, exceto um caso. Obtiveram-se valores de
σ
v’m
de 1592kPa, 966kPa e 1670kPa, para amostras com 0, 1 e 2% de cimento
respectivamente.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
175
Os próximos parágrafos buscam análises mais direcionadas quanto as causas
das variações de compressibilidade axial das amostras devido às percolações
ácidas.
Inicialmente abordando os efeitos da adição de cimento às amostras, destaca-
se que esta adição gerou diminuições da compressibilidade das amostras para
crescentes quantidades de cimento adicionado, para todas as combinações testadas
(concentração de contaminante no percolante e gradiente hidráulico). Ao final da
fase de carregamento, em amostras submetidas às mesmas condições porém
contendo diferentes quantidades de cimento, observa-se uma diminuição da variação
do índice de vazios conforme aumenta-se a quantidade de cimento, mostrando que
apesar das mesmas já haverem passado por um processo de degradação na
primeira fase do ensaio (percolação química), o cimento ainda gera algum ganho em
termos de diminuição de compressibilidade.
As Figuras 5.18 e 5.19 apresentam o comportamento de três amostras
submetidas à percolação de água não contaminada, sob gradiente 10 e 20
respectivamente, em três diferentes níveis de cimentação. Conforme argumentado
anteriormente, destaca-se que o cimento, conforme esperado visto não haver
contaminação, aumenta gradativamente a resistência do solo, diminuindo sua
compressibilidade, para ambos os gradientes ensaiados. A influência do gradiente
nestas amostras não contaminadas mostra-se ser mínima, visto que não são
observadas variações significativas ou padronizadas do índice de vazios para as
curvas referentes aos diferentes gradientes. A influência do gradiente passa a ser
uma variável significativa a partir de percolações com soluções ácidas, sendo que
maiores gradientes retornam em maiores compressibilidades, visto que a migração
dos finos para a base da amostra passa a ser teoricamente mais rigorosa,
lembrando-se o efeito defloculante exercido por percolantes ácidos em solos.
Nas Figuras 5.20 e 5.21, para amostras submetidas à percolação ácida 2%,
sob gradiente 10 e 20 respectivamente, observa-se que o grande acréscimo de
resistência gerado pela adição de cimento passa a ser de menor intensidade, ou
seja, as amostras mais cimentadas retornam em menores compressibilidades, porém
sem a intensidade observada em amostras não contaminadas, conforme destacado
no parágrafo anterior. Diferentemente das amostras não contaminadas, percebe-se
que um maior gradiente hidráulico promove maiores deformabilidades em amostras
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
176
que foram submetidas à percolações ácidas, tanto para soluções com 2% quanto
com 6% de ácido sulfúrico dissolvido.
Um fato merecedor de destaque é o indicativo de total degradação da matriz
cimentante no ensaio em que foi adicionado 1% de cimento, e percolação com
solução 2% ácida e i=20 (Figura 5.21), onde as curvas correspondentes a solo sem
cimento e com 1% se sobrepõem, indicando que a cimentação da amostra não
retorna em uma diminuição da compressibilidade após as condições impostas de
gradiente e concentração de contaminantes. Acredita-se que o aumento da
compressibilidade das amostras cimentadas no momento em que o gradiente passa
de 10 para 20 unidades se deva basicamente ao efeito defloculante e degradador da
cimentação das soluções ácidas, visto que a acidez do percolante dissolve o
cimento, e como este é composto predominantemente por partículas finas, o mesmo
vem a migrar para a base da amostra, aumentando a compressibilidade no topo, em
maior intensidade para maiores gradientes, visto que acredita-se o poderio do
fenômeno de defloculação ser dependente inicialmente da intensidade na qual a
solução ácida é imposta ao solo, sendo assim maiores gradientes retornando a
maiores porosidades no topo da amostra, e conseqüentemente maiores
deformabilidades.
O destacado no parágrafo anterior, na qual as curvas e vs tensão axial para
solo sem cimento e com 1% de cimento se sobrepõem para gradiente 20 e
percolante 2% ácido, também é observado para percolações 6% ácidas, também sob
gradiente hidráulico 20. Conforme já argumentado anteriormente, acredita-se ocorrer
o mesmo efeito defloculante e de destruição da matriz cimentante, fazendo com que
o solo com 1% de cimento passe a ter um comportamento praticamente similar ao de
um solo sem qualquer adição alcalina, em termos de compressibilidade. O fato de
que maiores quantidades de cimento na amostra e um menor gradiente retornam em
menores deformabilidades axiais foram obervados tanto para soluções 2% quanto
6% ácidas.
Em amostras percoladas tanto por 2% quanto por 6% de ácido, o aumento do
gradiente hidráulico passa a gerar maiores deformabilidades nas amostras já a partir
de baixos níveis de tensões, ou seja, enquanto amostras percoladas sob gradiente
10 apresentam pequena variação do índice de vazios para tensões inferiores a 500
kPa em uma chamada reta de recompressão, as demais percoladas sob i=20 já se
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
177
encontram numa teórica “reta virgem” de compressão, o que reforça a tese de
aumento do efeito degradante para maiores gradientes hidráulicos.
Passando a análise aos coeficientes de compressibilidade Cr, Cc, Cd e
σ
‘v
m
,
vejamos nos próximos parágrafos as alterações causadas devido ao aumento do
gradiente hidráulico de percolação, quantidade de ácido dissolvido no percolante e
da percentagem de cimento presente na amostra.
Inicialmente analisando-se os valores do coeficiente de recompressão Cr,
percebe-se este dentro de uma faixa de variação entre 0,0006 (para a amostra com
2% de cimento, sem contaminação, para gradientes 10 e 20) e 0,0135 (para amostra
sem cimento, percolada pelo extremo máximo de contaminação – 10% de ácido no
percolante, sob gradiente 10). O valor mínimo é característico de solos que possuem
baixa compressibilidade à baixos níveis de tensão na faixa pré-adensada da curva,
ou são fortemente pré-adensados, ou ainda cimentados. Já o valor máximo obtido
para o coeficiente Cr, mais de 22 vezes superior ao valor mínimo, indica que o
material possui uma compressibilidade muito maior do que para o primeiro caso,
visto que mesmo em uma faixa pré-adensada, a amostra possui considerável
variação do índice de vazios. Tal variação é explicada pelo fato de que o valor
mínimo é referente a um ensaio cimentado 2% sem contaminação e o primeiro em
uma amostra sem cimento fortemente contaminada, havendo uma conseqüente
maior declividade do trecho pré-adensado para a amostra com uma teórica maior
compressibilidade, e uma menor para a amostra cimentada.
Quanto aos efeitos do aumento do gradiente hidráulico de percolação durante
a fase de análise de transporte de contaminantes de 10 para 20, o coeficiente Cr não
apresentou um comportamento padronizado. Para amostras não cimentadas, o
aumento do gradiente gerou pequenas variações no Cr, onde 2 aumentaram e outros
2 decresceram, dentro de uma mesma ordem de grandeza. Em amostras com 1% de
cimento, o aumento do gradiente proporcionou uma diminuição em todos os valores
de Cr, para todas as contaminações, porém de forma muito pequena. Para 2% de
cimento, os valores de Cr apresentaram um ligeiro acréscimo a partir do aumento do
gradiente, acréscimo este que se acredita estar dentro de uma faixa de precisão ou
erro do ensaio, visto que Cr é determinado a partir de baixas tensões, onde
exatamente percebe-se uma maior dispersão dos pontos, sendo um que apenas a
altas tensões a variação provocada pela contaminação é claramente percebida.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
178
Os efeitos do aumento da acidez do percolante no coeficiente Cr é mais
expressivo no momento em que a solução passa de 0% para 2% de ácido dissolvido,
havendo um aumento do coeficiente Cr, o qual varia em menor intensidade no
aumento de 2% para 6%. Em amostras não cimentadas, as quais foram testadas
com acidez de até 10%, observa-se um aumento crescente de Cr para maiores
quantidades de ácido no percolante, indicando uma maior variação crescente do
índice de vazios para uma mesma tensão, para amostras mais contaminadas. Para
amostras cimentadas, observa-se um aumento muito acentuado de Cr quando o
percolante passa a incorporar 2% de ácido ao invés de 0%, e discretas variações no
aumento de 2 para 6%.
Quanto aos efeitos da adição de cimento, percebe-se que crescentes
quantidades de cimento retornam em menores valores de Cr, visto que os trechos
pré-adensados das curvas passam a ter declividades cada vez menores, conforme
adiciona-se cimento no solo, indicando a uma razoável diminuição da
compressibilidade das amostras cimentadas, se comparadas às amostras de solo
puro, mesmo havendo uma percolação prévia de contaminantes.
Passando a abordar o coeficiente referente à reta virgem de compressão
unidimensional – Cc, percebe-se da mesma forma observada em Cr, os efeitos das
percolações ácidas e suas variáveis. Os valores de Cc ficaram dentro de uma faixa
de variação entre 0,0352 (ensaio realizado com 1% de cimento, sem contaminação
ácida e com água percolada sob gradiente 20) ao máximo de 0,1794 (amostra sem
cimentação, percolada por solução 2% ácida sob gradiente 20). O primeiro valor é
indicativo de que o material apresenta baixa compressibilidade, ou seja, uma
pequena variação do índice de vazios para tensões além da tensão de pré-
adensamento; visto ser uma amostra cimentada e não contaminada, destaca-se o
valor ficar dentro das expectativas para o caso. O valor máximo de Cc aponta a uma
reta virgem com uma razoável declividade, mostrando haver uma considerável
variação de e após a tensão de pré-adensamento, esperado da mesma forma, visto
esta ser uma amostra não cimentada, contaminada e percolada sob alto gradiente.
Para amostras submetidas às mesmas condições porém aumentando-se o
gradiente de percolação de 10 para 20 unidades, alguns comentários fazem-se
pertinentes. Para amostras não cimentadas, em dois casos observa-se aumento de
Cc com o aumento do gradiente, e em outros dois a diminuição, todas muito
pequenas. Tal comportamento também foi observado para amostras cimentadas,
com pequenas variações de Cc com o aumento de gradiente, sendo os maiores
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
179
aumentos ocorrendo para adições de 2% de cimento, onde um caso de aumento de i
não gerou variações de Cc, e outros dois casos observou-se a redução deste, de
uma forma um pouco mais expressiva do observado para as demais dosagens de
cimento. Esta redução de Cc com o aumento do gradiente é considerada como
sendo uma compensação pelo aumento de Cr também com o aumento de i, visto
que as amostras submetidas às mesmas condições, apenas percoladas sob
diferentes gradientes, praticamente se sobrepuseram em termos de valores médios a
altas tensões, ou seja, os casos onde Cr foi maior, o valor de Cc foi menor, e vice-
versa, havendo apenas um índice de vazios final menor para as amostras percoladas
sob gradiente 20 do que sob gradiente 10. Nas curvas das amostras percoladas sob
gradiente 10, percebe-se inicialmente uma menor compressibilidade do que para
ensaios realizados sob i=20, porém havendo uma inversão após carregamentos
além da tensão de pré-adensamento, onde ocorre uma maior verticalidade das
curvas referentes a amostras percoladas sob um menor gradiente, de forma a haver
uma sobreposição das curvas para ambos os gradientes a altas tensões, porém
como já destacado, havendo uma maior compressibilidade sob i=20.
Mantendo-se as mesmas condições e dosagens das amostras, porém
aumentando-se a acidez do percolante, variações do coeficiente Cc foram
obervadas. As maiores variações de Cc foram observadas a partir de uma primeira
contaminação, ou seja, quando o percolante passa a incorporar 2% de ácido ao
invés de 0%. No aumento gradativo da acidez de 2 para 6%, a ainda de 6 para 10%
nas amostras não cimentadas, o aumento de Cc é menos expressivo. O aumento de
Cc representa uma maior compressibilidade da parcela normalmente adensada da
amostra, o que reforça a tese sobre aumento da compressibilidade das diferentes
composições de liners abordadas nesta tese, para crescentes níveis de acidez do
percolante, não somente para a zona pré-adensada, mas igualmente para a
normalmente adensada.
Ainda concentrando as análises no coeficiente de compressibilidade Cc,
percebe-se uma redução de seus valores para crescentes quantidades de cimento
adicionado às amostras. Nos casos de percolação sob gradiente 20 e amostras
contaminadas, percebe-se que ocorre uma certa sobreposição das curvas referentes
à amostras com diferentes cimentações (Figuras 5.12 e 4.23) na fase pré-adensada
da curva (com valores de Cr não padronizados segundo a cimentação), havendo
apenas após a passagem a uma fase normalmente adensada a percepção da
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
180
presença de cimento nas amostras, o que retorna então a valores inferiores de Cc
para amostras cimentadas, visto estas possuirem uma menor declividade se
comparadas às curvas das amostras com menores cimentações ou mesmo sem
cimento.
Passando as atenções ao coeficiente de descarregamento – Cd, destaca-se
que não foram observadas variações significativas neste para as diferentes
combinações testadas nesta tese, havendo variações todas dentro de uma mesma
ordem de grandeza, não trazendo indícios de que o comportamento no momento do
descarregamento seja influenciado por alguma das variáveis empregadas na
pesquisa.
Variações interessantes foram verificadas nos valores correspondentes às
tensões de pré-adensamento -
σ
‘v
m
para as diferentes combinações ensaiadas.
Analisando-se todas as variáveis e suas influências nos valores de
σ
‘v
m
, destaca-se
inicialmente que todos os indicativos de padronização dos resultados com o aumento
ou diminuição de um fator (acidez, gradiente ou cimentação) apresentaram
exceções. Tratando-se inicialmente da dispersão dos valores das diferentes
combinações, têm-se valores de
σ
‘v
m
variando de um mínimo de 710 kPa (amostra
com 1% de cimento, percolada por solução com 6% de ácido sob gradiente 20) a
um máximo de 2250 kPa (amostra com 2% de cimento, não contaminada). O
aumento da cimentação das amostras submetidas a uma mesma contaminação e
mesmo gradiente hidráulico promoveu um aumento da tensão de pré-adensamento,
com raras exceções. O aumento de
σ
‘v
m
para maiores acréscimos de cimento é um
acontecimento esperado, visto o aumento de resistência acrescido à amostra devido
a tal adição alcalina, e conseqüentemente menor compressibilidade para um mesmo
nível de tensões.
Maiores níveis de acidez dos percolantes retornaram em menores valores de
σ
‘v
m
, com exceções isoladas, visto haver uma degradação crescente da matriz
cimentante e aumento do efeito defloculante para percolações por soluções mais
ácidas. Há uma tendência de comportamento que indica que o maior decréscimo de
σ
‘v
m
ocorre quando o percolante passa a ser ácido (quantidade de ácido sulfúrico
passa de 0 para 2% na solução), havendo variações sempre menos expressivas
deste no aumento da contaminação para as demais percentagens de ácido.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
181
Os efeitos do gradiente hidráulico no qual ocorre a percolação mostrou-se ser
mais expressivo do que o inicialmente imaginado nos valores da tensão de pré-
adensamento. Para as amostras não cimentadas, não foram observadas variações
padronizadas devido ao aumento de gradiente de 10 para 20, sendo que tal troca
originou dois decréscimos e outras duas aumentos no valor de
σ
‘v
m.
Para amostras
com 1% de cimento, o aumento de gradiente proporcionou grandes variações
negativas nos valores de
σ
‘v
m
, com variações em que a tensão de pré-adensamento
chega a descrescer à metade do valor correspondente a gradiente 10. Não foram
observadas variações nos coeficientes de compressibilidade Cr, Cc e Cd a ponto de
indicar um comportamento mais ou menos compressível, porém o que se observa é
um deslocamento do trecho virgem das curvas referentes a gradiente 20 para a
esquerda, o que não gera variações nos coeficientes de compressibilidade, porém
afeta diretamente a tensão de pré-adensamento. Este comportamento é indicativo de
que o material sofreu alguma ação desestruturante, ou seja, que o solo perdeu
resistência devido à ação percolante; sabendo-se que se trata de uma amostra
cimentada, e dos efeitos causados pelo ataque ácido às ligações cimentantes,
considera-se que esta forte redução dos valores referentes à
σ
‘v
m
se deva a
degradação parcial, ou mesmo total, da matriz cimentante. Em amostras com 2% de
cimento, a variação dos valores da tensão de pré-adensamento não foram da
mesma intensidade observada com 1% de cimento visto haver uma maior resistência
do meio à degradação pela maior presença de cimento, porém destaca-se que as
amostras que foram submetidas à percolação ácida sofreram redução de δ‘v
m
de
forma já significativa. O que se percebe a partir de uma análise individual dos
coeficientes de compressibilidade é que ocorre um aumento razoável de Cc com o
aumento do gradiente hidráulico, indicando a uma maior compressibilidade da
parcela N.A. da curva, sem que ouvessem variações significativas das parcelas P.A.
explicando esta maior compressibilidade.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
182
5.2 COMPORTAMENTO SOB CARREGAMENTO ISOTRÓPICO
Este item objetiva a apresentação dos resultados obtidos em ensaios triaxiais
isotrópicos a altas tensões de confinamento, realizados em amostras conforme
descrito pelo programa experimental, Capítulo 3.
Inicia-se a apresentação dos resultados obtidos na seqüência: ensaios sem
cimentação, ensaios em amostras com 1% de cimento e ensaios em amostras com
3% de cimento. Seguindo, apresenta-se os resultados o comportamento isotrópico
de amostras sem contaminação ácida, amostras percoladas por solução com 2% de
ácido sulfúrico, e então percoladas por solução 6% de ácido.
Salienta-se que todas as amostras foram previamente percoladas pela
solução ácida conforme descrito pelo programa experimental no laboratório
Environgeo da UFRGS, e finalmente ensaiadas no Laboratório de Geotecnia da
University of Manitoba, Winnipeg, Canadá. As amostras foram transportadas de
forma a não perderem umidade, através de um isolamento térmico. De qualquer
forma, destaca-se que as amostras foram saturadas antes da realização dos ensaios
triaxiais. Logo da chegada no Canadá, as amostras foram estocadas em câmara
úmida, a temperaturas em torno de 8 graus. Lembra-se que todas as amostras
submetidas a ensaios triaxiais foram percoladas sob gradiente hidráulico 10.
Estipulou-se uma contra-pressão de 250 kPa para a realização dos ensaios,
após a fase de saturação. A contra-pressão era mantida por um sistema de ar
comprimido, e regulada através do software de gerenciamento do ensaio.
5.2.1 Amostras sem cimentação
As amostras sem adição de cimento foram as primeiras a serem ensaiadas
dentro do programa experimental referente a ensaios isotrópicos. A amostra sem
percolação ácida foi moldada no laboratório de geotecnia da Universidade de
Manitoba, diferentemente das percoladas por soluções ácidas, previamente
preparadas no Brasil.
Os resultados obtidos a partir dos testes em amostras de solo compactado
sem adição de cimento são apresentados nas Figuras 5.24 e 5.25, variação do
índice de vazios versus p’ e variação de volume versus p’, respectivamente.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
183
A partir da consideração da existência de uma Linha de Compressão
Isotrópica (LCI) para o arenito Botucatu, a partir da Figura 5.24 é possível observar a
tendência da formação de uma segunda LCI para os casos onde o solo foi
previamente percolado por soluções com 2 e 6% de ácido sulfúrico, num sentido que
aponta para um aumento da compressibilidade do solo para uma mesma tensão
efetiva de confinamento. Nota-se uma brusca variação do índice de vazios da
amostra para uma mesma tensão de confinamento a partir da inserção de 2% de
ácido no percolante, e uma variação apenas discreta no aumento do nível de ácido
de 2 para 6%, destacando a desestruturação do solo devido a percolação ácida.
O que se percebe ainda a partir da Figura 5.24 é que as curvas dos materiais
percolados previamente por soluções de baixo pH chegam a uma teórica linha de
compressão isotrópica já a partir de um segundo carregamento, em tensões
inferiores a 100 kPa, diferentemente do observado para a amostra sem percolação
prévia de soluções ácidas.
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Índice de Vazios
0% ácido
2% ácido
6% ácido
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
p' (kPa)
Índice de Vazios
0% ácido
2% ácido
6% ácido
Figura 5.24 – Variação e vs p’, amostras com 0% cimento.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Variação de Volume (%) .
0% ácido
2% ácido
6% ácido
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
p' (kPa)
Variação de Volume (%) .
0% ácido
2% ácido
6% ácido
Figura 5.25 – Variação de volume vs p’, amostras com 0% cimento.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
184
O descarregamento das amostras apresentou comportamento similar para
todos os casos, onde a amostra percolada apenas por água destilada sem ácido não
apresentou ganhos em termos de recuperação das deformações comparada às
amostras contaminadas.
Em termos de variação de volume da amostra, Figura 5.25, observa-se uma
maior variação de volume da amostra percolada por 6% de ácido. Lembra-se porém
que esta amostra partiu de um índice de vazios inicial maior do que as demais, o que
explica parte sua maior variação de volume.
As amostras de solo residual de arenito Botucatu que não sofreram qualquer
adição alcalina foram, sem dúvidas, as amostras que apresentaram as maiores
variações devido às percolações ácidas, não somente a partir de ensaios com
deformações lateriais impedidas, mas também em ensaios triaxiais isotrópicos.
A Figura 5.24 apresenta a variação do índice de vazios vs p’ para amostras
percoladas por 0, 2 e 6% de ácido, sem cimento. A partir desta, percebe-se que
ocorre um acentuado aumento da compressibilidade das amostras percoladas por
águas ácidas, gradativamente conforme aumenta-se o potencial químico do
percolante. Partindo de um e
o
=0,50, a amostra de SRAB percolado apenas por água
alcançou ef=0,38 após 8MPa aplicados em forma de tensão efetiva, valor este muito
superior aos impressionantes ef=0,21 para o ensaio realizado em uma amostra
percolada por 2% de ácido sulfúrico, a partir do mesmo índice de vazios inicial. Este
comportamento destaca a total degradação da amostra sem que houvesse perda de
massa, visto que ambos partem de um mesmo e
o
. A curva correspondente à
percolação com 6% de ácido sulfúrico na solução partiu de um eo superior aos
demais, havendo uma posterior sobreposição entre esta e a curva relativa à
percolação 2% ácida. Esta sobreposição das curvas para ambas as contaminações
trazem o indício da formação de uma segunda Linha de Compressão Isotrópica, ou
seja, que após contaminado por águas ácidas, o solo passe a possuir características
diferentes das iniciais, aumentando acentuadamente sua compressibilidade,
chegando a esta segunda LCI já a partir de baixas tensões de confinamento,
inferiores aos 100 kPa.
A amostra não contaminada apresentou uma variação do índice de vazios
distinta não somente pela intensidade das variação, se comparada às contaminadas,
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
185
mas também por indicar que a LCI é alcançada a tensões muito superiores às
demais (contaminadas). A partir de uma rápida correlação entre os ensaios triaxiais e
de carregamento edométrico, percebe-se uma forte queda na tensão de pré-
adensamento do material no momento em que o percolante passa a incorporar 2%
de ácido, aumentando em mesma escala sua compressibilidade axial, e a partir de
ensaios triaxiais, percebe-se que também ocorre um grande aumento da
compressibilidade sob carregamento isotrópico.
Comparando-se as amostras que foram ensaiadas a partir de um mesmo e
o
(0% e 2% de ácido no percolante), porém analisando-se as deformações
volumétricas das amostras após aplicados 8 MPa de tensões efetivas isotrópicas, é
possível observar a grande variação de volume da amostra contaminada, a qual
chegou a 19% de deformação volumétrica, valor muito superior aos 8% de
∆
V
observados para a amostra não contaminada. Destaca-se que já foram observadas
grandes aumentos da compressibilidade do solo após percolações ácidas, porém
apenas em âmbito axial até então (ensaios de carregamendo – edométricos), sendo
esta grande variação volumétrica também observada em ensaios triaxiais.
A amostra percolada por 6% de ácido apresentou a maior variação
volumétrica entre as amostras sem cimento, porém lembra-se que esta foi ensaiada
a partir de um e
o
superior às demais, o que gera maiores deformabilidades para um
mesmo material. De qualquer forma, Conforme já destacado, ocorre uma mesma LCI
para as amostras contaminadas pelas diferentes quantidades de ácido sulfúrico,
mesmo em ensaios a partir de e
o
diferentes.
5.2.2 Amostras com 1% de cimento
As Figuras 5.26 e 5.27 apresentam os resultados obtidos a partir de ensaios
triaxiais isotrópicos para amostras com 1% de cimento. Destaca-se que foram
executados dois ensaios em amostras percoladas por solução com 6% de ácido.
A partir da Figura 5.26, percebe-se os efeitos da percolação ácida na
compressibilidade das amostras, mesmo com a presença de 1% de cimento. A curva
da amostra sem contato com percolantes ácidos se sobressai aos demais, porém
sem a mesma intensidade obtida previamente em ensaios em amostras cimentação.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
186
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Índice de Vazios
solo + 1% cim + 0% ácido
solo + 1% cim + 2% ácido
solo + 1% cim + 6% ácido
solo + 1% cim + 6% ácido
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
p' (kPa)
Índice de vazios
solo + 1% cim + 0% ácido
solo + 1% cim + 2% ácido
solo + 1% cim + 6% ácido
solo + 1% cim + 6% ácido
Figura 5.26 – Variação e vs p’, amostras com 1% cimento.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Variação de Volume (%) .
solo + 1% cim + 0% ácido
solo + 1% cim + 2% ácido
solo + 1% cim + 6% ácido
solo + 1% cim + 6% ácido
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
p' (kPa)
Variação de Volume (%) .
solo + 1% cim + 0% ácido
solo + 1% cim + 2% ácido
solo + 1% cim + 6% ácido
solo + 1% cim + 6% ácido
Figura 5.27 – Variação de volume vs p’, amostras com 1% cimento.
Visto a grande dispersão dos valores de índice de vazios inicial, observa-se
uma tendência de convergência dos pontos à linhas de compressão isotrópicas
paralelas, porém muito próximas. A distância entre citadas LCI é muito pequena
entre as amostras percoladas por 2 e 6% de ácido no percolante, o que pode
significar uma tendência à sobreposição das curvas, ficando a diferença entre estas
dentro de uma provável zona de dispersão, ou mesmo dentro da zona de erro e
precisão do ensaio. Salienta-se que esta tendência já foi observada anteriormente
para amostras não cimentadas.
As variações de volume das amostras, apresentadas na Figura 5.27, deve ser
analisada levando-se em consideração os diferentes índices de vazios iniciais de
cada amostra, já que devido ao processo de transporte das amostras do Brasil ao
Canadá, não se fez possível a possibilidade de que todas as amostras partissem do
mesmo estado inicial de vazios.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
187
O comportamento das amostras no momento do descarregamento foi similar
para todas as amostras ensaiadas, não sendo observadas variações devido a
percolação de soluções com diferentes concentrações de ácido sulfúrico.
Os ensaios isotrópicos realizados em amostras com 1% de cimento
apresentaram resultados em que os efeitos da percolação ácida são de menor
intensidade, se comparados aos casos de amostras sem cimentação. O objetivo
inicial do ensaio era o de manter o mesmo índice de vazios inicial para todas as
amostras, porém o processo de percolação provocou uma variação deste e
o
, através
de uma compactação hidráulica sob fluxo (o processo de percolação promoveu uma
variação do índice de vazios da amostra), fazendo com que os ensaios fossem
executados a partir de diferentes índices de vazios. Visto esta dificuldade em
comparar os resultados diretamente a partir de ensaios realizados a partir de um
mesmo ponto inicial, procedeu-se a repetição de uma das combinações.
Iniciando-se a discussão sobre o comportamento observado nestas amostras
cimentadas, percebe-se que, diferentemente das amostras sem cimento, as
amostras com e sem percolação ácida apresentam uma grande proximidade das
teóricas LCI, ou seja, ocorre uma tendência de aproximação das curvas a partir de
altas tensões de confinamento, onde passa a ser apenas pequena a influência da
percolação ácida na compressibilidade das amostras (Figura 5.26). De qualquer
forma, por menor que seja a variação da compressibilidade devido à diferentes níveis
de acidez do percolante, percebe-se que ocorre um paralelismo muito próximo das
LCI, inicialmente da amostra não contaminada, a qual apresenta uma menor
compressibilidade entre todas as amostras testadas, visto esta possuir uma LCI
superior às demais; uma LCI intermediária referente à percolação com 2% de ácido,
e então um fato que merece destaque, a convergência das curvas referentes a dois
ensaios realizados sob a mesma condição (percolação de 6% de ácido) a uma única
Linha de Compressão Isotrópica, a partir de índicez de vazios inicial diferentes, fato
este que é considerado de grande importância, visto que representa uma
repetibilidade dos resultados, que diferentes níveis de acidez do percolante retornam
em comportamentos distintos e padronizados em termos de compressibilidade
triaxial.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
188
Em termos de índice de vazios ao fim do processo de carregamento
isotrópico, percebe-se uma grande redução da compressibilidade das amostras a
partir da inserção de 1% de cimento, visto que a partir de eo muito próximos, a
amostra não cimentada alcançou um ef=0,21, muito inferior aos ef=0,32 da amostra
com cimento (em amostras percoladas por solução com 6% de ácido dissolvido).
Este comportamento é de destaque, visto que, a princípio, esperava-se um
comportamento bastante similar entre as amostras com e sem cimento, visto estas
terem passado anteriormente por uma fase de percolação ácida, o que sabidamente
a partir de conhecimentos adquiridos nesta própria tese, age de forma degradante,
dissolvendo a cimentação entre as partículas, ou mesmo inibindo a hidratação do
cimento.
Nas amostras referentes aos três diferentes níveis de contaminação (exceto
repetição com 6%, eo=0,46), pode-se visualizar que as curvas chegam às suas
teórias LCI a partir de uma mesma tensão, em torno de 1 MPa. A amostra não
contaminada apresenta indicios de que a sua LCI é alcançada apenas após 2 MPa,
mostrando que a não contaminação retorna a uma LCI mais à direita das
contaminadas, o que significa uma menor compressibilidade.
Em termos de variação volumétrica, a amostra que apresentou a maior
variação foi justamente a que partiu de um índice de vazios inicial superior às demais
(2% de ácido), chegando a uma variação de 17% em volume.
A curva referente à amostra sem contaminação foi a que apresentou a menor
variação de volume inicial, ou seja, mesmo não sendo a amostra testada a partir do
mais baixo volume de vazios, apresentou uma menor variação volumétrica a baixas
tensões, de até 100 kPa. Este fato vem a ser um indicativo de uma maior integridade
inicial da amostra não contaminada em relação as demais.
Uma possibilidade a ser considerada a partir das LCI das diferentes
combinações ensaiadas é que esta variação esteja dentro numa possível faixa de
variabilidade do ensaio, e que as LCI das amostras contaminadas sejam na verdade
uma única LCI, podendo ainda abranger a LCI da amostra não contaminada,
mostrando que, em termos de compressão isotrópica em solos com 1% de cimento,
a presença de contaminante não gera variações significativas na posição da Linha
de Compressão Isotrópica.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
189
5.2.3 Amostras com 3% de cimento
Os resultados obtidos nos ensaios isotrópicos em amostras com 3% de
cimento são apresentados nas Figuras 5.28 e 5.29, e versus p’, e variação de
volume versus p’, respectivamente.
Na Figura 5.28, observa-se uma tendência já observada em ensaios com 1%
de cimento, ou seja, uma proximidade considerável entre as LCI de cada uma das
amostras. Neste caso, em amostras com 3% de cimento, uma maior aproximação
entre os pontos foi observado em maior intensidade a altas tensões de
confinamento, numa tendência de formação de uma linha única a partir de
aproximadamente 8MPa.
Nota-se uma razoável sobreposição das curvas e vs p’ para a amostra não
contaminada e outra percolada por solução com 2% de ácido sulfúrico, o que indica
que o solo, com este nível de cimentação, não seria afetado em termos de
compressibilidade caso fosse percolado por águas com baixa concentração de ácido
sulfúrico dissolvido, considerando válida a premissa inicial de que o solo empregado
apresente uma única linha de compressão isotrópica.
A amostra mais afetada pela percolação ácida foi justamente a percolada pela
solução mais agressiva quimicamente, com 6% de ácido sulfúrico dissolvido, onde as
grandes variações de volume já foram percebidas nos primeiros carregamentos.
As amostras que sofreram a incorporação de 3% de cimento, e posteriormente
foram submetidas à percolações ácidas, apresentaram um resultado de certa forma
similar ao observado anteriormente para amostras com 1%. Destaca-se que o
processo de percolação ácida pelas amostras previamente aos ensaios triaxiais
promoveram uma pequena variação do índice de vazios, fato este que explica o
motivo de três índices de vazios distintos para os ensaios. Entre todas as amostras,
estas com 3% de cimento foram as que sofreram a menor variação do e
o
durante a
percolação ácida, menor variação esta certamente devida a uma maior cimentação
das amostras.
A partir da Figura 5.28, um fato que inicialmente chama a atenção é a
sobreposição das curvas referentes à amostra não contaminada e a percolada por
2% de ácido em solução. Estas foram ensaiadas a partir de diferentes pontos iniciais
de vazios, porém sobrepuseram-se após um nível intermediário de tensões,
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
190
formando uma LCI considerada única. A partir de tal sobreposição, acredita-se que o
solo sob este nível de cimentação consiga absorver a contaminação sob esta
concentração de forma a não sofrer variações quanto a sua compressibilidade triaxial
isotrópica, confirmando uma tendência já observada nos resultados referentes a
amostras com apenas 1% de cimento.
A percolação de uma solução com 6% de ácido dissolvido em solução
apresentou um comportamento diferenciado das percoladas por 0 e 2%. A curva
correspondente a esta apresentou uma maior variação do índice de vazios se
comparada as demais durante todo o ensaio, porém havendo uma sobreposição dos
últimos pontos, formando uma segunda LCI, que nestes pontos finais cruza a LCI
formada pelos outros dois casos de percolação. Acredita-se que a partir deste ponto,
a altíssimas tensões de confinamento, passe a ocorrer uma LCI única para todas as
percolações, visto o comportamento das curvas em seus pontos finais.
Passando a análise às variações volumétricas das amostras, segundo Figura
5.29, observa-se que
∆
V para as amostras ficaram dentro de uma faixa de variação
de apenas 1%, e partiram de e
o
próximos, havendo uma proximidade bastante
significativa entre as variações volumétricas das amostras testadas.
Uma variação observada entre as curvas é quanto ao comportamento no
descarregamento, onde a amostra contaminada por 6% de ácido apresentou uma
menor recuperação das deformações a partir de certo ponto, já a baixas tensões,
diferentemente das demais amostras, as quais apresentaram um comportamento
bastante similar, com uma recuperação considerada bastante significativa das
deformações sofridas durante a fase de carregamento isotrópico. A amostra sem
contaminação, por exemplo, apresentou um recuo das deformações após o
descarregamento na ordem de 20% do total observado, valor muito próximo ao da
amostra percolada por 2% de ácido, que também obteve uma recuperação
considerável, visto serem amostras medianamente cimentadas.
O que se pode concluir a partir destas análises da percolação de águas ácidas
em solos com 3% de cimento é que o solo passa a ser capaz de manter suas
características de compressibilidade triaxial para uma baixa concentração de ácido
no percolante, havendo uma perda da resistência ou aumento da compressibilidade
para maiores níveis de contaminação.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
191
0,38
0,40
0,42
0,44
0,46
0,48
0,50
0,52
0,54
0,56
0,58
0,60
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Índice de vazios
solo + 3% cim + 0% ácido
solo + 3% cim + 2% ácido
solo + 3% cim + 6% ácido
0,38
0,40
0,42
0,44
0,46
0,48
0,50
0,52
0,54
0,56
0,58
0,60
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
p' (kPa)
Índice de vazios
solo + 3% cim + 0% ácido
solo + 3% cim + 2% ácido
solo + 3% cim + 6% ácido
Figura 5.28 – Variação e vs p’, amostras com 3% cimento.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Variação de Volume (%) .
solo + 3% cim + 0% ácido
solo + 3% cim + 2% ácido
solo + 3% cim + 6% ácido
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
p' (kPa)
Variação de Volume (%)
solo + 3% cim + 0% ácido
solo + 3% cim + 2% ácido
solo + 3% cim + 6% ácido
Figura 5.29– Variação de volume vs p’, amostras com 3% cimento.
5.2.4 Amostras percoladas apenas por água destilada
Neste item e nos próximos dois, são apresentados os resultados dos ensaios
triaxiais tomando-se a quantidade de ácido dissolvido no percolado como variável
principal, diferentemente dos itens anteriores, os quais diferenciaram as amostras de
acordo com a quantidade de cimento adicionado às amostras.
Nas Figuras 5.30 e 5.31 são apresentados os resultados triaxiais isotrópicos
para amostras percoladas apenas por água destilada, sem ácido. A partir destas,
percebe-se a contribuição dada pelo cimento, principalmente a partir da amostra com
3%. Os resultados apresentam uma tendência de aproximação das retas para
crescentes valores de p’, a uma provável LCI única, o que apenas poderia ser
corroborado através de ensaios a tensões superiores aos limites do equipamento
utilizado.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
192
Em termos de variação de volume para crescentes valores de p’ (Figura 5.31),
é possível uma comparação direta dos resultados obtidos a partir de amostras com 1
e 3% de cimento, visto que as mesmas possuem praticamente o mesmo índice de
vazios inicial. Percebe-se uma menor variação de volume para a amostra mais
cimentada, visto que a amostra com 1% de cimento apresentou uma variação de
volume próxima aos 14%, superiores aos 10,5% de variação volumétrica para a
amostra com 3% de cimento.
A variação volumétrica da amostra não cimentada apresentou uma tendência
à sobreposição da curva para com a amostra que sofreu cimentação a 3%, fato este
apenas possível devido à amostra não cimentada partir de um menor índice de
vazios inicial do que da amostra cimentada.
A partir da plotagem dos resultados dos ensaios isotrópicos apenas referentes
a amostras não contaminadas, com diferentes quantidades de cimento, pode-se
perceber que ocorre uma diminuição considerável da compressibilidade do solo,
principalmente a baixos níveis de tensões, de acordo com o apresentado na Figura
5.30.
Duas das amostras foram ensaiadas a partir de um mesmo índice de vazios
inicial, o que faz possível uma comparação direta dos resutados de variação
volumétrica. A curva referente ao ensaio com 3% de cimento apresentou a menor
variação de índice de vazios inicial, sob baixas tensões de confinamento, conforme
esperado. A partir do mesmo índice de vazios, a curva correspondente à amostra
com 1% de cimento apresentou uma deformabilidade maior, e significativas
variações volumétricas já a partir de baixas tensões confinantes. Estas duas curvas
convergiram para diferentes LCI até a tensão que o equipamento permitiu, porém
como a reta formada pelos pontos finais do ensaio com 3% de cimento possuem
uma maior declividade do que o ensaio com 1%, acredita-se que estas curvas
venham a convergir a uma única LCI a altíssimas tensões de confinamento, as quais
não seriam suportadas pelo equipamento triaxial empregado nesta tese.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
193
0,34
0,36
0,38
0,40
0,42
0,44
0,46
0,48
0,50
0,52
0,54
0,56
0,58
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Índice de Vazios
Solo + 0% cim + 0% ácido
Solo + 1% cim + 0% ácido
Solo + 3% cim + 0% ácido
=
0,34
0,36
0,38
0,40
0,42
0,44
0,46
0,48
0,50
0,52
0,54
0,56
0,58
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
p' (kPa)
Índice de Vazios
Solo + 0% cim + 0% ácido
Solo + 1% cim + 0% ácido
Solo + 3% cim + 0% ácido
Figura 5.30 – Variação e vs p’, amostras percoladas com 0% ácido.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Variação de Volume (%) .
Solo + 0% cim + 0% ácido
Solo + 1% cim + 0% ácido
Solo + 3% cim + 0% ácido
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
p' (kPa)
Variação de Volume (%) .
Solo + 0% cim + 0% ácido
Solo + 1% cim + 0% ácido
Solo + 3% cim + 0% ácido
Figura 5.31 – Variação de volume vs p’, amostras percoladas com 0% ácido.
Um comportamento que chama a atenção é a da amostra não cimentada,
ensaiada a partir de um menor índice de vazios inicial. A curva indica uma
deformabilidade gradativa da amostra conforme são acrescidos incrementos de
tensão isotrópica, de uma forma que os pontos finais da curva apresentem um
indício de que a LCI deste caso seja distinta da que se acredita ser única para as
amostras contaminadas. Como não se pode prever o comportamento da curva a
tensões maiores com base nos resultados obtidos, não serão realizadas
especulações quanto ao convergimento de todas as curvas a uma mesma LCI.
Em termos de variação volumétrica em percentagem, destaca-se que a
amostra de arenito não contaminada e sem cimento, a partir de um e
o
=0,50,
apresentou a menor variação volumétrica entre todas as amostras ensaiadas; porém
destaca-se que a maioria das demais amostras partiram de um índice de vazios
superior a este, o que pretensamente retorna a maiores deformabilidades. A amostra
com 3% de cimento apresentou uma deformação volumétrica da ordem de 10,5%,
inferior aos aproximados 14% de deformação da amostra com 1%, ensaiada a partir
do mesmo e
o
.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
194
Um comentário que se julga pertinente é quanto a curva correspondente a
amostra com 1% de cimento, da qual se esperava previamente à realização do
ensaio uma menor variação volumétrica visto a incorporação de 1% de cimento,
porém não foi este o comportamento obtido a partir do ensaio, o qual foi conduzido
sem problemas, e dentro do padrão de qualidade adotado para a realização dos
ensaios. Assim sendo, uma das hipóteses que podem ser cogitadas é quanto ao
tempo de vida útil do cimento empregado para a realização deste ensaio, visto que
este foi um dos últimos a ser executado, (foram dadas preferências a realização
inicial das amostras previamente percoladas por águas ácidas no Brasil) sendo este
moldado no Canadá com cimento brasileiro com aproximadamente 6 meses de
fabricação. Outra hipótese é quanto a real quebra das ligações cimentantes já a
baixas tensões de confinamento, o que retornaria obviamente a maiores
deformabilidades, visto a perda da funcionalidade do cimento em termos de
incremento de resistência.
A taxa de recuperação das deformações sofridas no carregamento foram
praticamente similares para todas as amostras, não sendo observadas influências da
quantidade de cimento no comportamento de descarregamento.
5.2.5 Amostras percoladas por solução com 2% ácido sulfúrico.
Nas Figuras 5.32 e 5.33 são apresentados os resultados dos ensaios
isotrópicos em amostras percoladas previamente por uma solução com 2% de ácido
sulfúrico, para 0, 1 e 3% de cimento adicionados ao corpo de prova.
Percebe-se comportamentos distintos e a não formação de uma tendência de
aproximação das curvas na Figura 5.32, para diferentes níveis de cimentação das
amostras. É possível observar uma menor variação do índice de vazios para a
amostra com 3% de cimento, mesmo esta partindo de um índice de vazios inicial
mais elevado comparada às demais. Nas curvas das amostras sem cimento e com
1%, nota-se uma uma maior compressibilidade da amostra não cimentada, chegando
a uma variação de volume de aproximadamente 19%, a partir de e
o
=0,49.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
195
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Índice de Vazios
SRAB + 0%cim + 2% ácido
SRAB + 1% cim + 2% ácido
SRAB + 3% cim + 2% ácido
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
p' (kPa)
Índice de Vazios
SRAB + 0 %cim + 2% ácido
SRAB + 1% cim + 2% ácido
SRAB + 3% cim + 2% ácido
Figura 5.32 – Variação e vs p’, amostras percoladas com 2% ácido.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Variação de Volume (%)
SRAB + 0%cim + 2% ácido
SRAB + 1%cim + 2% ácido
SRAB + 3%cim + 2% ácido
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
p' (kPa)
Variação de Volume (%) .
SRAB + 0%cim + 2% ácido
SRAB + 1%cim + 2% ácido
SRAB + 3%cim + 2% ácido
Figura 5.33 – Variação de volume vs p’, amostras percoladas com 2% ácido.
A amostra com 3% de cimento apresentou uma variação de volume na ordem
de 11%, a partir de e
o
=0,59. Uma rápida comparação com o item anterior, onde as
amostras não sofreram percolação ácida, encontra-se também para uma amostra
com 3% de cimento, a partir de e
o
=0,565, uma variação volumétrica de 10,5%.
A plotagem em um único gráfico dos resultados de ensaios realizados em
amostras com diferentes quantidades de cimento, sendo ambas percoladas por
soluções com 2% de ácido dissolvido, não retorna em um comportamento
padronizado das amostras, como a formação de uma única LCI (Figura 5.32). A
amostra com 3% de cimento, mesmo ensaiada a partir de um índice de vazios
superior às demais, apresentou baixas deformabilidades a baixas tensões de
confinamento. De forma similar, porém a partir de um e
o
já considerado baixo, a
amostra com 1% de cimento apresentou baixa deformabilidade inicial, porém
aparentemente chega a uma LCI imaginária bastante distinta da outra amostra
cimentada. A intensidade da degradação causada pela percolação ácida pode ser
visualizada a partir da curva correspondente a amostra sem cimento, a qual chegou
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
196
a um índice de vazios final de aproximadamente 0,20. Uma rápida comparação pode
ser feita a partir de amostras com 0 e 1% de cimento, as quais foram ensaiadas a
partir de um e
o
muito próximos. Mesmo após contaminação ácida, a amostra
cimentada ainda representou ganhos em termos da diminuição da compressibilidade,
tanto a baixo nível de tensões quanto em termos de índice de vazios final ao término
do processo de carregamento isotrópico.
Passando a observar a variação volumétrica das amostras para crescentes
tensões confinantes (Figura 5.33), reforça-se o destacado no parágrafo anterior
quanto a grande variação de volume da amostra não cimentada, sendo que esta
chegou a um
∆
V de aproximadamente 19%. Procede-se uma comparação entre as
amostras, por mais complexa que seja, visto que partem de condições distintas: a
amostra com 3% de cimento, mesmo ensaiada a partir de um e
o
significativamente
superior, obteve um
∆
V de 10,5% mesmo após percolada até que a concentração
relativa de contaminantes no efluente fosse de 100%. A amostra com 1% de cimento
apresentou uma deformabilidade intermediária entre as demais, sendo esta de
aproximados 13,5%. Ainda a partir da Figura 4.68, percebe-se que a baixos níveis de
tensões, a amostra que apresenta menor variação volumétrica é a correspondente a
1% de cimento, porém lembra-se que esta partiu de um estado muito mais compacto
do que a com 3%, a qual apresentou uma variação volumétrica crescente e
praticamente constante até altas tensões, até aproximadamente 2 MPa, onde então
passou a ter altas deformações, possivelmente após a total quebra das ligações
cimentantes e da estrutura da amostra.
5.2.6 Amostras percoladas por solução com 6% ácido sulfúrico
Finalizando a apresentação dos resultados obtidos em ensaios triaxiais
isotópicos a altas tensões de confinamento, destacam-se as Figuras 5.34 e 5.35, as
quais apresentam o comportamento das amostras com diferentes quantidades de
cimento, percoladas por uma solução com 6% de ácido sulfúrico dissolvido
previamente ao ensaio triaxial.
A amostra sem adição de cimento sofreu uma variação do índice de vazios
praticamente linear a partir do segundo carregamento, ainda a baixos níveis de
tensões. A adição de 1% de cimento, para uma amostra ensaiada a partir de um
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
197
mesmo índice de vazios inicial da amostra não cimentada, obteve comportamento
distinto, propiciando uma menor variação de volume da amostra de forma bastante
significativa. A segunda amostra com 1% de cimento ensaiada corroborou o
resultado obtido para a amostra com a mesma dosagem, porém ensaiada a partir de
um índice de vazios mais elevado, havendo uma convergência das curvas para uma
linha de compressão isotrópica única.
Observa-se a partir da Figura 5.35 a pequena variação volumétrica da
amostra que sofreu cimentação de 3%, visto que este ensaio partiu de um índice de
vazios inicial mais elevado do que as demais amostras apresentadas neste item.
Procedeu-se uma investigação das variações na tensão de plastificação do
solo devido a percolações ácidas a partir dos resultados obtidos nos ensaios triaxiais
isotrópicos. A partir da teoria da plasticidade, “yield” é a mudança do comportamento
elástico para plástico, detectado a partir de uma descontinuidade no comportamento
tensão-deformação sob carregamento monotônico. Para esta análise, empregou-se
o método de Pacheco-Silva, o qual foi desenvolvido inicialmente para a
determinação da tensão de pré-adensamento de solos a partir de ensaios
edométricos., porém julgado pertinente e aplicável à análise de dados provenientes
de ensaios isotrópicos. Na Tabela 5.5 são apresentados os resultados obtidos a
partir desta análise, bem como dos coeficientes k (declividade do trecho de
descarregamento),
λ
(declividade do trecho que corresponderia à linha de
compressão isotrópica) e Crt (declividade correspondente do trecho em que ocorrem
deformações elásticas do material).
A última combinação das quais procede-se as análises da influência da
percolação ácida e quantidade de cimento presente na amostra a partir de ensaios
triaxiais isotrópicos é referente a amostras percoladas por uma solução com 6% de
ácido sulfúrico.
A Figura 5.34 apresenta uma interessante comparação entre amostras com
diferentes quantidades de cimento, submetidas à percolação de 6% de ácido. Nesta,
inicialmente percebe-se o não convergimento das curvas a uma mesma LCI,
havendo uma teórica LCI para cada adição de cimento realizada. A Amostra com 3%
de cimento, ensaiada a partir de um maior índice de vazios inicial, sugere a
existência de uma LCI própria, retornando pequenas deformações com o acréscimo
de tensão confinante, mesmo a partir de um maior e
o
.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
198
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Índice de Vazios
Solo + 0 %cim + 6% ácido
Solo + 1 %cim + 6% ácido
Solo + 1 %cim + 6% ácido
Solo + 3 %cim + 6% ácido
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
p' (kPa)
Índice de Vazios
Solo + 0 %cim + 6% ácido
Solo + 1 %cim + 6% ácido
Solo + 1 %cim + 6% ácido
Solo + 3 %cim + 6% ácido
Figura 5.34 – Variação e vs p’, amostras percoladas com 6% ácido.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
1 10 100 1000 10000
p' (kPa)
Variação de Volume (%)
Solo + 0 %cim + 6% ácido
Solo + 1 %cim + 6% ácido
Solo + 1 %cim + 6% ácido
Solo + 3 %cim + 6% ácido
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
p' (kPa)
Variação de Volume (%)
Solo + 0 %cim + 6% ácido
Solo + 1 %cim + 6% ácido
Solo + 1 %cim + 6% ácido
Solo + 3 %cim + 6% ácido
Figura 5.35 – Variação de volume vs p’, amostras percoladas com 6% ácido.
A repetição de uma das combinações (com 1% de cimento) é considerada de
grande importância na interpretação dos comportamentos, visto que os resultados
indicam que as curvas convergem a uma única LCI. Este fato gera o entendimento a
partir da seguinte hipótese, visto haver uma tendência da formação de diferentes LCI
para diferentes níveis de cimentações :
A mesma solução percolante atua de diferentes formas em amostras com
diferentes quantidades de cimento incorporado, ou seja, maiores
cimentações da amostra geram uma diminuição do impacto da percolação
ácida, mesmo após a concentração relativa do percolado seja de 100%, ou
seja, um mesmo percolante passa de um comportamento muito agressivo
em amostras não cimentadas a um outro considerado apenas
medianamente agressivo, para a amostra reforçada física e quimicamente
pela adição de 3% de cimento, em termos de compressibilidade;
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
199
Duas amostras ensaiadas a partir de um mesmo índice de vazios inicial (com
0 e 1% de cimento) apresentaram comportamente totalmente diferenciados devido a
percolação de um mesmo fluido ácido. A amostra sem cimento chegou a sua teórica
Linha de Compressão Isotrópica já a partir do segundo incremento de tensões
confinantes, mostrando sua total degradação devido à percolação, chegando a um
baixíssimo ef; já a amostra cimentada apresentou uma compressibilidade muito
inferior à sem cimento, apenas chegando a sua teórica LCI após os 1000 kPa de
tensão confinante. Este fato mostra que a amostra cimentada, mesmo após
totalmente percolada e teóricamente degradada pela ação do percolante altamente
ácido, ainda age de maneira a diminuir a compressibilidade triaxial do solo, mesmo
com apenas 1% de cimento adicionado.
A partir da Figura 5.35, a qual apresenta a percentagem de deformação
volumétrica das amostras para crescentes incrementos de tensão confinante,
observa-se a elevada variação da amostra sem cimentação, a qual chegou a
impressionantes 21% a pouco mais de 7 MPa de tensão isotrópica de confinamento.
A amostra com 1% de cimento ensaiada a partir do mesmo e
o
da amostra sem
cimento, chegou a 14% de deformação volumétrica a um mesmo nível de tensão,
corroborando o destacado no parágrafo anterior, quanto aos ganhos da presença de
cimento, mesmo após a percolação de uma solução altamente ácida.
A amostra que apresentou a menor variação volumétrica foi justamente a
ensaiada a partir do menor e
o
, chegando a um
∆
V=10%. A amostra com 3% de
cimento, mesmo ensaiada a partir do maior e
o
entre todas as demais, apresentou um
baixo
∆
V, de aproximadamente 11% após mais de 7 MPa de tensão confinante
efetiva.
5.2.7 Análises globais dos ensaios triaxiais
Os ensaios triaxiais vieram a corroborar e destacar a influência e impacto
causado por percolações ácidas de em diferente concentrações em amostras de
arenito Botucatu com e sem cimentação. Dentre as variáveis estudadas durante
estes ensaios (% de cimento na amostra e % de ácido sulfúrico em solução), ambos
mostraram-se de fundamental importância na determinação do comportamento de
compressibilidade do solo.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
200
Inicialmente abordando as amostras não cimentadas, estas mostraram-se
altamente afetadas pela percolação ácida, em suas diferentes concentrações. Foram
ensaiadas amostras a partir de diferentes índices de vazios, em contaminações de 0,
2 e 6% de ácido, as quais causam uma degradação progressiva das amostras,
sendo que tal desestruturação de uma das amostras foi de tal intensidade que a
compressão isotrópica resultou em um índice de vazios final de aproximadamente
0,21, considerado baixíssimo. O aumento da concentração de contaminantes não
gerou variações significativas na compressibilidade, confirmando a hipótese de que
cada cimentação (0, 1 ou 3%) faz com que o solo tenha diferente tolerância quanto à
acidez da solução, sendo as amostras não cimentadas não tolerantes a qualquer
concentração estudada a partir do programa experimental desta tese.
A presença de 1% de cimento nas amostras fez com que esta tolerância
passasse a existir, diminuindo assim a brusca variação de volume causada pela
percolação de soluções ácidas. A partir dos ensaios realizados com 1% de
cimentação, passa-se a acreditar que possa vir a ocorrer uma única LCI para as
amostras contaminadas por diferentes concentrações de ácido no percolante,
conforme já observado para amostras sem cimento. Porém, neste caso, esta teórica
LCI para amostras contaminadas passa a ser muito próxima da LCI do solo sem
contaminação. A partir de uma repetição de uma das combinações, verificou-se a
manutenção de uma mesma LCI para ensaios com a mesma quantidade de cimento,
percolada por uma solução com a mesma concentração ácida, porém ensaiada a
partir de um índice de vazios diferente, o que é considerado primordial no processo
de entendimento dos comportamentos, visto haver um padrão.
Em amostras com 3% de cimentação é que se verifica uma tolerância do meio
em percolar águas ácidas em baixas concentrações sem que sejam observadas
variações de compressibilidade. Para uma maior concentração de ácido no
percolante, verifica-se uma perda parcial desta tolerância, resultando em maiores
variações de volume durante o processo de carregamento isotrópico.
Em termos de tensão de início de plastificação do solo, os ensaios triaxiais
demonstraram haver uma diminuição gradativa desta para crescentes quantidades
de ácido dissolvido na solução percolate, bem como um aumento desta tensão de
início da plastificação para crescentes quantidades de cimento adicionados à
amostra. Estas diminuição da tensão foram realmente expressivas principalmente
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
201
em amostras não cimentadas e em amostras que foram cimentadas com 3% de
cimento, mostrando haver uma acentuada diminuição da tensão de plastificação do
solo devido a percolações ácidas, em maior escala para as soluções mais ácidas.
5.2.8 Tensão de Início de Plastificação
Destaca-se inicialmente que os coeficientes C
rt
,
λ
, k e
σ
v'
m
apresentados na
Tabela 5.5 são dependentes do índice de vazios inicial de cada ensaio, os quais são
distintos entre si. Os ensaios realizados com 0% de cimento foram realizados a partir
de índices de vazios muito próximos, bem como os ensaios com 3% de cimento, o
que faz possível uma comparação entre das tensões de plastificação dos materiais
com a mesma dosagem de cimento, a partir do método adotado para este fim
(Pacheco-Silva).
Tabela 5.5 – Resumo dos coeficientes de compressibilidade (ensaios isotrópicos,
onde todas as amostras foram percoladas sob i=10).
%
cimento
% ácido e
o
C
rt
λ
k
σ
v'
m
(kPa)
0% 0,498 0,004 0,125 0,021 1505
2% 0,535 0,014 0,199 0,018 412
0%
6% 0,491 0,016 0,164 0,018 175
0% 0,562 0,066 0,175 0,018 1000
2% 0,600 0,072 0,175 0,023 560
1%
6% 0,534 0,029 0,192 0,022 1000
0% 0,566 0,020 0,217 0,017 3410
2% 0,587 0,028 0,214 0,014 2260
3%
6% 0,580 0,021 0,165 0,017 1295
Os coeficientes correspondentes ao trecho elástico (C
rt
) não variaram de
forma expressiva mesmo sob diferentes níveis de cimentação, percolações sob
diferentes concentrações de ácido sulfúrico e gradientes hidráulicos. O coeficiente k,
correspondente ao trecho de descarregamento, também não variou de forma
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
202
expressiva mesmo sendo as amostras submetidas a diferentes condições de fluxo,
contaminação e cimentação. Observa-se uma semelhança acentuada entre os
coeficientes C
rt
e k de ensaios conduzidos sob a mesma condição (% de cimento, %
de ácido no percolante e gradiente hidráulico), o que indica que as amostras
apresentam uma recuperação das deformações elásticas ocorridas no trecho inicial
do carregamento, anteriormente à plastificação do material.
O coeficiente
λ
(declividade do trecho em que ocorrem deformações
puramente plásticas) apresentou maiores valores médios de acordo com o grau de
cimentação das amostras, sendo as maiores declividades são observadas para
amostras com 2% de cimento.
Os valores da tensão de pré-adensamento teórica do material (
σ
v'
m
), ou pelo
método adotado (Pacheco-Silva) como sendo a tensão de início de plastificação do
material sob carregamento isotrópico, apresentaram uma expressiva variação para
crescentes níveis de contaminantes presentes no percolante. Em amostras não
cimentadas, percebe-se uma tensão de início de plastificação de 1505 kPa para a
amostra não contaminada, a qual sofre uma brusca redução para 412 kPa e 175 kPa
devido a percolações com soluções contendo 2 e 6% de ácido sulfúrico dissolvido.
Destaca-se que as amostras não cimentadas foram ensaiadas a partir de índices de
vazios relativamente próximos. Amostras com 1% de cimento foram as que
apresentaram a maior distinção entre os estados iniciais de índice de vazios. Estas
apresentaram tensões de início de plastificação não padronizadas conforme a
contaminação submetida. Amostras com 3% de cimento apresentaram a maior
proximidade entre os estados iniciais de vazios, bem como uma redução gradativa
da tensão de início de plastificação de 3410 kPa para uma amostra não
contaminada, passando a 2260 kPa e 1295 kPa para amostras percoladas por
soluções contendo 2 e 6% de ácido sulfúrico respectivamente. Percebe-se
claramente que ocorre uma forte redução da tensão de início de plastificação tanto
para amostras não cimentadas quanto as que sofreram adição de 3% de cimento
gradativamente para crescentes quantidades de ácido dissolvido no percolante,
evidenciando a degradação das amostras devido à percolações ácidas.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
203
5.3 LIMITES DE ATTERBERG
Através das amostras ensaiadas no edômetro modificado, foram realizados
ensaios de Limites de Plasticidade e Liquidez, a fim de se investigar possíveis
alterações causadas pela percolação de soluções de ácido sulfúrico.
Conforme citado no Capítulo 3 (Tabela 3.1), tem-se o Limite de Plasticidade
do SRAB em 19% e Liquidez em 22%, segundo pesquisas anteriores. Este ensaios
fora realizados novamente em amostras de SRAB, sendo estes adotados nesta tese
em termos de comparação para com amostras contaminadas, sendo resultado
apresentado na Tabela 5.6 e na Figura 5.36. Foram percolados soluções de ácido
sulfúrico em meio aquoso em concentrações de 0, 2, 6 e 10%, e investigadas as
variações destes Limites. É possível visualizar uma variação muito pequena nos
Limites de Liquidez devido à percolação de solução ácida. A variação máxima obtida
para LL foi para 6% de percolação de solução ácida, onde houve uma queda de
24%, de 23,5% para 17,85%.
Tabela 5.6 – Variação dos Limites de Atterberg após percolação ácida.
% de ácido sulfúrico
na solução
LL (%) LP (%) IP (%)
- 23,5 13 10,5
2% 19,8 10,6 9,2
6% 17,8 9,9 7,9
10% 19 11,2 7,8
O Limite de Plasticidade do solo, da mesma forma ao de liquidez, foi afetado
pela percolação do agente químico. O caso em que houve maior variação deste foi
quando percolado por uma solução de 6% de ácido, apontando uma queda de
aproximadamente 23,5%. Esta variação foi observada durante os ensaios de Limites,
sendo que o solo apresentou aparente perda da trabalhabilidade conforme
aumentava a quantidade de ácido na solução percolante.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
204
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
2% 6% 10%
% de ácido dissolvido no percolante
Limites Atterberg (%) w
LL LP IP
Figura 5.36 – Variação dos Limites de Atterberg.
5.4 RELAÇÃO ENTRE ENSAIOS TRIAXIAIS ISOTRÓPICOS E DE COLUNA EM
TERMOS DE COMPRESSIBILIDADE
Buscou-se uma relação entre os resultados de compressibilidade das
amostras a partir de ensaios triaxiais isotrópicos e ensaios de coluna com
carregamento axial, sendo este o tema deste sub-item, com o objetivo de se
investigar alguma semelhança ou convergência das curvas correspondentes a
ensaios submetidos aos diferentes ensaios.
As Figuras 5.37 e 5.38 apresentam uma relação entre ensaios realizados em
amostras de solo sem cimentação, percoladas por soluções com 0 e 2% de ácido
sulfúrico em solução, sob gradiente hidráulico 10, a partir tanto de ensaios
isotrópicos quanto em ensaios de coluna, em escala monolog. Estas amostras foram
selecionadas para esta análise pelo fato destas terem sido ensaiadas a partir de um
mesmo índice de vazios inicial e possuirem as mesmas características em termos de
quantidade de cimento adicionado.
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
205
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
1 10 100 1000 10000
tensões efetivas médias (kPa)
Índice de Vazios
0% ácido - ensaio isotrópico
2% ácido - ensaio isotrópico
0% ácido - ensaio coluna
2% ácido - ensaio coluna
Figura 5.37 – e vs tensões efetivas médias de ensaios isotrópicos e de coluna – solo com 0% de
cimento adicionado – escala monolog.
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
tensões efetivas médias (kPa)
Índice de Vazios
0% ácido - ensaio isotrópico
2% ácido - ensaio isotrópico
0% ácido - ensaio coluna
2% ácido - ensaio coluna
Figura 5.38 – e vs tensões efetivas médias de ensaios isotrópicos e de coluna – solo com 0% de
cimento adicionado – escala normal.
Observa-se a partir das Figuras 5.37 e 5.38 maiores compressibilidades das
amostras ensaiadas em ensaios isotrópicos, se comparadas às amostras ensaiadas
em ensaios de coluna, bem como uma maior compressibilidade de ensaios
percolados por soluções ácidas do que para amostras não contaminadas. Ocorre
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
206
uma sobreposição das curvas referentes às amostras ensaiadas no equipamento de
coluna e a amostra não contaminada submetida ao ensaio isotrópico, fato este que
ocorre até tensões efetivas de aproximadamente 300 kPa. Após este nível de
tensões, as curvas se diferem, havendo uma maior compressibilidade da curva que
representa a amostra não contaminada carregada isotropicamente. De forma
diferente às demais, o ensaio que sofreu percolação de solução com 2% de ácido
sulfúrico apresentou altíssimas variações do índice de vazios já a baixas tensões, de
forma muito mais expressiva às demais.
Passando a uma análise quantitativa das tensões equivalentes à considerada
como sendo a tensão de início de plastificação das amostras, percebe-se uma
considerável semelhança entre estas tensões para amostras não contaminadas,
submetidas tanto a ensaios de coluna quanto a ensaios isotrópicos, conforme
observado na Tabela 5.7. De forma contrária, em amostras que sofreram percolação
por uma solução com 2% de ácido sulfúrico, a tensão de início de plastificação do
solo submetido a ensaio isotrópico apresentou um início de plastificação a tensões
significativamente inferior àquela observada para a amostra ensaiada em
equipamento de coluna.
Tabela 5.7 – Tensões de início de plastificação do solo em ensaios isotrópicos e de
coluna – quadro comparativo.
Ensaio de coluna - carregamento axial
Ensaio triaxial - carregamento isotrópico
% de ácido no
percolante
Tensão de início de
plastificação
% de ácido no
percolante
Tensão de início de
plastificação
0% de ácido
1710 kPa
0% de ácido
1505 kPa
2% de ácido
1070 kPa
2% de ácido
412 kPa
Conforme visualizado na Tabela 5.7, tanto em ensaios isotrópicos quanto em
ensaios de coluna é possível perceber os efeitos da percolação ácida, sendo que em
ambos se nota uma forte redução da tensão de início de plastificação devido à
percolação de uma solução com apenas 2% de ácido sulfúrico dissolvido. De acordo
com resultados obtidos em ensaios de carregamento axial (coluna), esta tensão de
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
207
plastificação reduz de 1710 kPa para 1070 kPa, e em ensaios triaxiais isotrópicos
passa de 1505 kPa para 412 kPa, após a percolação com a referida concentração
ácida.
5.5 EFEITOS QUÍMICOS DEVIDO À PERCOLAÇÃO ÁCIDA
Este item da tese busca a análise e compreensão do que realmente ocorre em
amostras com e sem cimento devido à percolação de soluções ácidas, em uma
abordagem química.
Em amostras formadas por arenito Botucatu sem adição alcalina, as
percolações ácidas promoveram um efeito defloculante entre as partículas finas
componentes do solo, fato este verificado a partir de um ensaio de granulometria
dividindo-se a amostra percolada em fatias, diferenciadas em topo, meio e base.
Quimicamente, não acredita-se que tenham ocorrido variaçõets dos minerais
constituintes do solo a ponto de causar as variações de compressibilidade
observadas, mas sim um aumento da solubilidade dos metais componentes da
estrutura do solo, porém este aumento não é considerado acentuado visto o solo já
possuir um pH ácido e alta solubilidade dos seus metais constituintes por natureza.
Os casos em que acredita-se realmente na influência das variações químicas
no aumento da compressibilidade e degradação da amostra devido à percolações
ácidas são as que sofreram adições alcalinas. A partir de constatações visuais
percebeu-se que, em amostras cimentadas ao final da fase de percolação dos
ensaios edométricos modificados, existiam pequenas vesículas de coloração branca,
principalmente no terço inferior da amostra. Estas vesículas apresentavam
baixíssima resistência (desmanchando-se entre os dedos), bem como formadas por
finos. A questão que passou a ser analisada é o que realmente acontece com o
cimento devido à percolação ácida, em dois casos distintos: o primeiro quando o
mesmo é hidradato por uma solução já ácida e o segundo quando o mesmo é
hidratado por água não contaminada e posteriormente é disposto ao contato com
uma fonte de acidez.
1. Foram realizados ensaios simples de verificação da eficiência da hidratação
de amostras de solo com 5% de cimento, objetivando verificar a existência ou
não das reações de enrijecimento e hidratação do cimento a partir do contato
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
208
com uma solução com 6% de ácido sulfúrico. Após 7 dias, a amostra não
apresentava qualquer indício da presença de cimento, em termos de ganhos
em resistência, sendo a amostra destruída simplesmente com a ação dos
dedos;
2. Duas amostras foram moldada também com 5% de cimento, submetida então
ao contato com água pura. Após 7 dias, uma destas amostras foi exumada,
onde percebeu-se altíssima resistência da amostra, havendo até mesmo
dificuldades em desmoldar a mesma; a segunda amostra foi submetida a
outros 21 dias de hidratação, porém ao invés de água pura (destilada),
procedeu-se o fluxo de uma solução com 6% de ácido sob gradiente
hidráulico 10. Após estes 21 dias, a amostra foi desmoldada, e visualmente e
tatilmente, percebeu-se grande perda da resistência da amostra se
comparada à primeira não submetida à percolação ácida, sendo possível a
destruição da mesma com o uso das mãos, porém empregando uma maior
energia da necessária à destruição da amostra em que o cimento foi hidratado
diretamente com solução ácida.
O que se pode concluir a partir destes simples ensaios? A princípio, o que se
percebe é forte ação da acidez na eficiência da hidratação do cimento, visto que a
amostra que foi submetida a um contato direto com águas ácidas desde o princípio
não apresentou qualquer enrijecimento, mesmo com a presença de 5% de cimento.
Em amostras em que o cimento foi hidratado com água não contaminada, e
posteriormente submetido à percolações ácidas, percebe-se igualmemente a ação
ácida, porém não de forma a impedir a hidratação como no primeiro caso, porém
agindo de forma a “dissolver” a cimentação entre as partículas, fazendo com que
ocorra uma grande perda da resistência. Porém, deve-se destacar que o caso menos
favorável é aquele em que as amostras cimentadas são submetidas à percolações
ácidas desde o princípio, visto que não ocorrem as reações de hidratação; a amostra
que foi previamente hidratada sem contaminação apresentou uma maior resistência
e integridade, mesmo sendo também submetida a uma acidez de 6%.
Porém, o que continuou a ser motivo de interesse foi a formação de vesículas
brancas de baixa resistência, principalmente em amostras em que a hidratação foi
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
209
almejada diretamente com águas ácidas. Assim sendo, procedeu-se uma análise
química a partir do contato cimento + ácido sulfúrico, a fim de se determinar a origem
deste material, bem como sua composição química, o que será o tema dos
parágrafos seguintes.
A partir de conhecimentos da engenharia de estruturas, a qual mantém
pesquisas ligadas ao desgaste de estruturas de concreto devido à ação de sulfatos,
é que se busca o entendimento do que acontece a elementos a base de cimento em
contato com águas de baixo pH. Estes conhecimentos nos dizem que o concreto
sofre degradação com o passar dos anos quando em contato com sulfatos,
principalmente dispostos em forma de ácidos (hidratados).
Têm-se assim as seguintes reações a partir do contato entre o cimento e o
ácido sulfúrico:
324423
COHCaSOSOHCaCO
+
=
+
onde:
4
CaSO
é gispita;
32
COH
é ácido carbônico;
O sulfato de cálcio é o elemento formado então pelo ataque do ácido sulfúrico
ao cimento, o qual possui coloração branca e baixa resistência; Este elemento é
formado tanto a partir de cimentos ainda não hidratados quanto em misturas na qual
o cimento já se encontra endurecido e hidratado a algum tempo, dissolvendo assim
as ligações cimentantes, fato este causador de um conseqüente aumento de
compressibilidade visto ocorrer perdas de resistência pela ação ácida.
O ácido carbônico, segundo elemento formado a partir do ataque ácido ao
cimento presente na amostra, é considerado como sendo um ácido fraco,
empregado comercialmente como elemento gaseificante das águas minerais e
refrigerantes; submetido este a altas pressões e temperatura adequada, o mesmo
retorna em partículas de água e em gás carbônico;
Assim sendo, conclui-se que o ataque ácido nas amostras de solo gera um
grande aumento de compressibilidade pelo fato de haver a migração dos finos da
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
210
amostra para a sua base, ocorrendo um aumento da porosidade na face superior da
amostra (local de aplicação da carga axial), e conseqüentemente ocorrendo um
aumento progressivo da compressibilidade do solo. A partir de amostras cimentadas,
o que ocorre é uma ação conjunta que gera o aumento da compressibilidade das
amostras, quais seguem:
1. Inicialmente, o ácido sulfúrico age de forma a degradar as ligações
cimentantes, promovendo a transformação química do cimento
presente no solo em gesso;
2. A acidez do percolante com suas características defloculantes,
promovem uma migração dos finos da amostra (solo bem como o
gesso formado pela transformação do cimento) para a base da
amostra, retornando em um também aumento da porosidade na face
superior da amostra, local onde o equipamento procedia a aplicação
das tensões axiais no ensaio de coluna;
Em ensaios triaxiais, a variação da compressibilidade das amostras não foi de
intensidade como em ensaios de coluna pelo fato de que as amostras foram
ensaiadas em sua totalidade, ou seja, o carregamento se deu de forma isotrópica em
toda a extensão da amostra, havendo uma menor compressibilidade da base desta
por haver maior concentração dos finos, e por outro lado uma maior variação
volumétrica do topo, teoricamente mais poroso; Já em ensaios de coluna, o
carregamento foi aplicado apenas no topo da amostra, local este que sempre
apresentava aumento da porosidade pela migração dos finos para a base,
explicando então o porque os ensaios de carregamento axial retornaram em efeitos
majorados em comparação aos triaxiais isotrópicos.
Lemos (2006) estudou em sua tese de doutorado, a influência da percolação
de uma solução com 5% de ácido sulfúrico no solo residual de arenito Botucatu
através de ensaios de microscopia eletrônica de varredura (elétrons secundários). A
Figura 5.39 apresenta uma imagem ampliada em 3000 vezes da fração argila do
SRAB, sem qualquer contaminação. A Figura 5.40 apresenta a imagem de uma
amostra de SRAB a qual passou por uma percolação de 5% de ácido sulfúrico.
Lemos analisou da mesma forma a influência da presença de ácido sulfúrico na
estrutura do cimento Portland CP-V ARI, igualmente empregado nesta pesquisa. Os
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
211
resultados obtidos são apresentados nas Figuras 5.41 para a amostra de cimento
com água e 5.42 para cimento contaminado por uma solução de ácido sulfúrico.
Através de uma comparação entre as Figuras 5.39 e 5.40, percebe-se que
ocorre uma alteração da estrutura molecular da fração argila. Lemos (2006) destaca
ter observado a ampliação das dimensões das partículas, ocorrendo uma nova forma
de agregação das mesmas. A autora destaca que tais modificações observadas são
sinônimos de corrosão da fração argila, a qual ocorreu de forma progressiva, a partir
das beiradas das partículas.
Lemos (2006) ainda pesquisou a influência de percolações ácidas na estrutura
das partículas componentes do cimento Portland. As conclusões após ensaios de
microscopia eletrônica de varredura (elétrons secundários), a autora destaca que
ocorre uma desestruturação das partículas, as quais passaram de uma estrutura
floculada a outra mais complexa. As Figura 5.41 apresenta imagens de cimento
Portland in natura, a Figura 5.42 do cimento hidratado a uma relação água/cimento
de 0,3, a Figura 5.43 do cimento hidratado com relação a/c de 4,0. A Figura 5.44, ao
contrário das anteriores, apresenta imagens das partículas de cimento Portland
contaminadas por uma solução com 5% de ácido sulfúrico dissolvido, sendo visível a
variação da estrutura se comparada aos casos onde a hidratação se deu apenas por
água. A estrutura floculada presente em todas as imagens não contaminadas (todas
as umidades ensaiadas) passa a uma estrutura complexa, considerado como sendo
a degradação das partículas componentes do cimento.
(a) (b)
Figura 5.39 – Microscopia Eletrônica de Varredura da fração argila do SRAB não contaminado -
ampliação de (a) 600 vezes; (b) 3000 vezes, (Lemos, 2006).
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
212
Figura 5.40 – Microscopia Eletrônica de Varredura da fração argila do SRAB após percolação de 5%
de ácido sulfúrico em solução – ampliação de 3.000 vezes (Lemos, 2006).
Figura 5.41 - Microscopia Eletrônica de Varredura – Cimento CP-V in natura, ampliado (a) 200 vezes;
(b) 1500 vezes (Lemos, 2006).
(a) (b)
Figura 5.42 - Microscopia Eletrônica de Varredura – Cimento CP-V hidratado, umidade 30% e fator
a/c=0,3, ampliado (a) 600 vezes; (b) 3000 vezes (Lemos, 2006).
Estudo do Comportamento de Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
213
Figura 5.43 - Microscopia Eletrônica de Varredura – Cimento CP-V hidratado, umidade 400% e fator
a/c=4,0, ampliado (a) 600 vezes; (b) 3000 vezes (Lemos, 2006).
Figura 5.44 - Microscopia Eletrônica de Varredura – Cimento CP-V contaminado por H
2
SO
4
, teor de
umidade 100%, relação água/cimento=1 ampliada (a) 600 vezes; (b) 3000 vezes (Lemos, 2006).
CAPÍTULO 6
CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS
Neste capítulo serão abordados alguns comentários finais, se referindo ao
resumo do conhecimento adquirido a partir desta pesquisa, bem como comentários
gerais e finalizando, sugestões do autor para pesquisas a serem realizadas
futuramente.
6.1 RESUMO DO CONHECIMENTO ADQUIRIDO
Um breve resumo de todo o conhecimento adquirido no desenvolver desta
tese de doutorado é o almejado neste item. Procede-se inicialmente um resumo dos
conhecimentos obtidos a partir do projeto e reformas de equipamentos que se
fizeram necessários para a execução do programa experimental, passando para
conhecimentos provenientes dos estudos dos fenômenos de transporte de
contaminantes por meios porosos saturados, em seguida para um resumo dos
pontos relativos à variação da compressibilidade das diferentes combinações
estudadas na tese. Por fim, comentários pertinentes ao conhecimento acumulado de
forma global. Destaca-se porém que boa parte dos ensinamentos adquiridos durante
estes quase quatro anos de pesquisa não possam ser aqui detalhados devido a sua
imensidão e abrangência; assim sendo, apontam-se apenas os itens gerais em
forma de resumo dos resultados e análises procedidas no entendimento dos
comportamentos observados.
Inicialmente, sintetizam-se os conhecimentos aquiridos a partir do projeto de
um equipamento, e da adaptação de outros já existentes a fim de que as novas
necessidades sejam satisfeitas:
√
Na engenharia moderna, muitos dos equipamentos tradicionais passam a ser
de certa forma insuficientes para que as novas variáveis do processo de
Estudo do Comportamento de
Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
215
entendimento do comportamento de solos passem a ser estudados e
determinados. Procurou-se nesta tese adaptar um equipamento de
adensamento tradicional para que a amostra pudesse ser analisada sob fluxo
constante, e que viesse a permitir a aplicação de diferentes gradientes
hidráulicos; Esta adaptação tornou possível a realização de distinstas
investigações a partir de uma mesma amostra, inicialmente dos fenômenos de
transporte de contaminantes pela amostra, e ao fim desta, da
compressibilidade da amostra, fazendo-se assim possíveis análises não
somente químicas como também físicas dos efeitos da contaminação das
amostras sob diferentes condições;
√
Procedeu-se a total reforma de um dos equipamentos triaxiais que permitem a
aplicação de altas tensões de confinamento da Universidade de Manitoba,
Canadá, durante os primeiros meses em que o autor desenvolveu pesquisa
naquele país. Esta reforma, em que o equipamento foi totalmente desmontado
e então remontado com peças que não sofreriam ataque devido a alta acidez
das amostras, é destacada como sendo um acontecimento gerador de grande
conhecimento da montagem e calibração de equipamentos equipados com
sensores e transdutores de deslocamento e pressão de alta tecnologia; da
mesma forma, o software que possibilitou o gerenciamento dos ensaios foi
desenvolvido durante a reforma física do equipamento, fato este que também
gerou grande aprendizado em programação em ambiente windows de um
software que permite não somente a visualização das deformações das
amostras, porém também intervenções nos ensaios, como aumento e
diminuição de pressões confinantes ou contra-pressões;
Resumo do conhecimento acumulado no que se referente à investigação dos
fenômenos que regem o transporte de contaminantes em meios porosos saturados:
√
Fator de retardamento (R), fenômeno correlacionado à sorção, apresentou
valores relativamente baixos para amostras sem cimentação, o que indica a
pequena capacidade do solo em “reter” a contaminação em sua estrutura,
mesmo com os contaminantes ácidos em baixas concentrações e baixo
gradiente; A inserção de 1% de cimento gerou um aumento muito significativo
do coeficiente R, mostrando que o meio passou a ser muito “competitivo” em
termos de evitar a progressão da frente de contaminação; adições de 2% de
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
216
cimento geraram um retardamento indeterminado por parte do solo, visto que
as curvas breakthrough não puderam ser traçadas em sua totalidade,
comprometendo desta forma a determinação do correto valor de R para estes
casos; porém acredita-se que os valores de R para 2% de cimento sejam sim
superiores aos das amostras com apenas 1%;
√
O número de Peclet, fator que aponta o fenômeno de transporte predominante
(advectivo ou difusivo) dentro da Dispersão Hidrodinâmica, apresentou uma
variação entre 0,01 e 1, o que indica que Dh se dá essencialmente por difusão
segundo o primeiro valor, e por ambos difusão e advecção para o segundo
valor; Dh foi basicamente difusivo para amostra com a maior cimentação, e
percolante levemente ácido e gradiente baixo; a advecção começou a figurar
entre um dos responsáveis pela dispersão hidrodinâmica a partir de ensaios
realizados sob alto gradiente em amostras com 1% de cimento, ou mesmo
sob qualquer gradiente em amostras não cimentadas.
√
Os valores de Dispersão Hidrodinâmica foram considerados desde o princípio
da pesquisa como sendo integralmente devido à difusão (D*), sendo as
parcelas advectivas não consideradas na determinação de Dh. Acredita-se
que o erro nos valores de Dh devido a tal consideração sejam desprezíveis,
visto que as parcelas advectivas foram na maioria dos casos uma ordem de
grandeza inferiores ao valor total de Dh;
√
O coeficiente de distribuição kd, considerado pelos pesquisadores como
sendo o “medidor” da afinidade entre o contaminante e o solo, em termos de
volume de contaminantes por peso de solo, apresentou um crescimento muito
satisfatório a partir da adição de cimento, o que significa um aumento de até
9,5 vezes no volume de percolante ácido no qual cada grama de solo é capaz
de absorver, após a adição de 1% de cimento; dentre as variáveis que
influenciam diretamente o coeficiente de distribuição, além da cimentação,
destacam-se o gradiente hidráulico de percolação da solução química e a
concentração em que o contaminante se encontra na solução;
√
A velocidade de fluxo – advecção (
ν
), obtida a partir da razão entre vazão pela
área transversal da amostra e a porosidade, é o fenômeno sempre ligado à
advecção, visto ser a velocidade pelo qual o contaminante migra por entre a
Estudo do Comportamento de
Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
217
amostra; este apresentou uma pequena redução em amostras não
cimentadas quando o percolante passou a ser ácido, porém os maiores
decréscimos de
ν
devido a acidez do percolante foram mesmo para as
amostras com cimento, em maior intensidade para as mais cimentadas;
√
A variação do pH do efluente mostrou-se importante a fim de se corroborar o
comportamento observado em curvas breakthrough, visto que variações na
concentração de contaminantes no efluente da amostra geralmente geram
conseqüentemente variações do pH, visto a alta acidez do percolante;
√
Os acentuados aumentos no tempo necessário para ensaios a partir de
inserções de cimento nas amostras são devidos à queda também acentuada
da velocidade na qual o fluido ácido percola pela amostra, necessitando
conseqüentemente maiores tempos para que o mesmo volume de efluente
seja percolado;
√
Foi possível determinar uma relação gráfica entre todos os principais
parâmetros de transporte de contaminantes e de forma da amostra numa
relação empírica, a qual proporciona a determinação de um dos fatores em
posse dos demais, formando uma tendência padronizada de comportamento
das amostras;
Quanto à variação da compressibilidade das amostras percoladas por
soluções ácidas, tanto à partir de ensaios triaxiais isotrópicos quanto em ensaios de
andensamento modificados, destacam-se os seguintes aprendizados adquiridos:
Ensaios de carregamento axial com deformações laterais impedidas
√
Em ensaios de compressão axial com restrições de deformações lateriais,
uma das variáveis que se mostrou realmente influente foi o gradiente
hidráulico, visto que este promoveu um aumento da compressibilidade das
amostras quando passou de 10 para 20 unidades, fato este observado em
todas as amostras contaminadas;
√
A quantidade de ácido presente no percolado teve sua maior influência em
amostras sem cimento, havendo uma crescente compressibilidade do solo
para também crescentes quantidades de ácido na solução; para amostras
cimentadas, a variação da compressibilidade causada devido ao aumento da
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
218
acidez foi pequena, principalmente para a amostra mais cimentada, visto que
o solo passa a ser “competitivo” contra a contaminação a partir da adição de
cimento, diminuindo assim os efeitos causados pela acidez do fluido;
√
A cimentação das amostras mostrou-se importante no controle das
deformações, sendo maiores cimentações sinônimo de menores
deformabilidades, tanto para amostras com ou sem contaminação;
Ensaios de carregamento triaxial - Isotrópicos
√
As amostras apresentaram uma interessante redução de suas deformações
com a crescente cimentação das amostras, sendo o cimento uma variável das
mais importantes dentro dos ensaios isotrópicos, visto que diferentes
cimentações retornam em grandes variações na compressibilidade das
amostras, aumentando a tolerância da amostra em relação à sua acidez (os
efeitos da percolação ácida são minimizados devido à adição de cimento, em
termos de deformabilidade), de forma a fazer com que o solo passe a tolerar
crescentes concentrações de contaminantes sem que suas características de
compressibilidade sejam alteradas, conforme já citado no apontamento
anterior;
√
Como todas as amostras submetidas aos ensaios triaxiais foram submetidas à
percolações sob mesmo gradiente hidráulico, não se faz possível uma
conclusão de seus efeitos sob diferentes condições;
√
Em termos de tensão de início de plastificação do solo, o emprego do método
de Pacheco-Silva mostrou-se eficiente a ponto de detectar alterações
causadas pelas percolações ácidas, fazendo com que a tensão em que se dá
o início da plastificação do material reduzisse gradativamente para crescentes
concentrações de ácido no percolante;
Quanto à variação dos valores de Limites de Atterberg, destaca-se:
√
Não foram observadas variações significativas nos valores dos Limites e
Liquidez, plasticidade e do índice de plasticidade de um solo percolado por
solução 6% ácida. Tais variações eram esperadas devido à variações
Estudo do Comportamento de
Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
219
perceptíveis tatilmente no solo após a percolação, porém não foi o observado
a partir da investigação dos Limites de Atterberg;
6.2 COMENTÁRIOS GERAIS
A partir de todo o conhecimento adquirido nesta pesquisa, destaca-se que a
condição mais indicada para o emprego de liners para conter a percolação de águas
ácidas provenientes de minas é a de evitar que o percolado seja submetido ao
contato direto com o liner em altas concentrações, ou seja, de que a solução que
apresenta ácido sulfúrico perca água por algum processo como evaporação,
elevando assim sua concentração, visto esta ser desfavorável tanto em termos de
perda de capacidade de retardamento da progressão da frente de contaminação
quanto em aumentos conseqüentes de compressibilidade do liner. Destaca-se da
mesma forma que maiores concentrações de ácido sulfúrico em solução aquosa
retornam em aumentos da condutividade hidráulica de barreiras não cimentadas,
bem como um alto efeito defloculante, o que é um importante fator a ser
considerado, visando-se manter a eficácia e funcionalidade da camada de
impermeabilização.
Caso o liner passe a incorporar cimento, sugere-se que este passe por um
processo de dosagem de sua quantidade ideal, sempre levando-se em consideração
a concentração de ácido no percolante, com base na “tolerância” que cada
percentagem de cimento proporciona ao solo; assim percolantes ácidos altamente
concentrados necessitariam maiores adições alcalinas, e vice versa, visto haver esta
“quantidade ótima” de cimento para cada concentração de ácido no percolante.
As reações químicas que ocorreram entre as amostras cimentadas e o ácido
sulfúrico presente no percolante explicam em parte o aumento da compressibilidade
das amostras, visto que a interação entre o ácido e o cimento formou gipsita, que se
trata de um composto de pequena resistência mecânica e sem a capacidade de
agregar resistência da forma da do cimento, juntamente a um ácido mais fraco do
que o sulfúrico, o carbônico.
Uma das premissas adotadas ao início desta pesquisa, a qual é considerada
ao fim do estudo como muito apropriada, foi a consideração de que a relativamente
baixas velocidades de fluxo, o coeficiente de dispersão tem o mesmo valor do
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
220
coeficiente de difusão (Dh=D*), enquanto que a altas velocidades (o que não foi
observado nesta tese) o coeficiente de dispersão aumenta em uma função linear
com a velocidade.
No momento da escolha do solo para as funções de liner, o que se sugere é
que não somente suas características quanto a condutividade hidráulica sejam
investigadas, mas também seu pH. Um solo com pH oposto ao do percolante pode
ter efeitos tanto favoráveis quanto desfavoráveis; um solo com pH alcalino sofreria a
maior degradação devido à percolação ácida, já que o aumento da solubilidade de
seus metais constituintes seria muito grande, visto que esta aumenta muito na
passagem do pH de básico para ácido; um solo que já é ácido, caso do arenito
Botucatu, sofre o impacto de uma forma menos acentuada, visto que este já possui
seus metais numa fase avançada de solubilidade em água. Resumindo a idéia aqui
argumentada, a escolha do solo ideal para a compor um liner a ser utilizado na
contenção de líquidos ácidos deve passar por um estudo prévio de impacto, ou seja,
de que não somente a condutividade hidráulica seja investigada, mas também suas
características em termos de pH e composição mineralógica.
Em termos de projeto, acredita-se que o método de Ogata-Banks seja um
interessante ponto de partida para que possa-se prever a variação da concentração
relativa de contaminantes na base do liner a um determinado tempo, fazendo-se
assim possível até mesmo a determinação da espessura necessária do liner para
que se contenha um contaminante a uma concentração Co, a um tempo t. Conforme
repetidamente citado por Rowe et al (1995), não existem na maioria dos países
regulamentações para execuções de liners que considerem toda a teoria de
transporte de contaminantes necessária a um projetista nos dias de hoje. O que se
sugere, não somente pelo prof. Rowe mas também pelo autor desta tese, é que haja
um bom senso por parte da comunidade geotécnica, e que as teorias e práticas que
já existem em torno do entendimento do transporte de contaminantes em solos
sejam enfim colocadas em prática, as quais acreditam-se que já deveriam fazer parte
da formação de um engenheiro civil na sua fase de graduação, o que já ocorre em
países como Canadá e Estados Unidos.
Estudo do Comportamento de
Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
221
6.3 SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS
Aqui procedem-se as sugestões do autor e de seus orientadores para a
continuação desta pesquisa, o que acredita-se ser essencial para que ocorra um
progressivo conhecimento e entedimento dos efeitos da acidez no comportamento
de solos dispostos em liners:
Estudo do comportamento de um solo com pH básico ao invés de
ácido, o que teoricamente faria com que a quantidade de cimento
necessária fosse menor, tanto para que o liner mantenha as suas
caracteristicas compressivas, quanto para manter os altos índices de
retardamento da progressão da contaminação, o que porém poderia
causar uma maior degradação do solo devido ao brusco aumento da
solubilidade de seus metais constituintes;
Analisar em termos microscópicos possíves variações ocorridas com os
materiais contituintes do solo devido à percolação de águas ácidas,
principalmente se o solo possuir um pH básico, o qual teoricamente
sofreria uma maior degradação visto a grande diferença entre seu pH
para com o do percolante;
Visto o cimento ser um dos aditivos alcalinos com maior preço
comercial, sugere-se o emprego de escórias básicas como agente
alcalino, como cinzas (volantes e pesadas) ou cal de carbureto, visto
estes já serem rejeitos, o que promoveria uma ação conjunta entre
remediação ambiental e funcionalidade geotécnica;
Uma sugestão que é considerada muito interessante é a da
possibilidade de se realizar ensaios de coluna em amostras de solo
com percolantes vindos diretamente do campo, sem que este seja
simulado em laboratório como o realizado nesta tese, o que traria mais
uma variável ao processo, visto o percolante natural de campo ser rico
em metais dissolvidos;
A partir de uma idéia de um grande pesquisador colaborador desta
pesquisa (prof. Kerry Rowe), sugere-se que sejam realizadas
verificações com agentes alcalinos dispostos sobre o solo ao invés de
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
222
ser misturado previamente, formando um “colchão” alcalino na face
superior do solo, o que teoricamente viria a retardar a progressão do
contaminante com muita intensidade já a partir do princípio, havendo
uma posterior migração destes agentes para o interior da massa de
solo juntamente com o avançar do fluxo;
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ABCP – Associação Brasileira de Cimento Portland (2003) Botim Técnico BT106.
Disponível para download em http://www.abcp.org.br/downloads/ rquivos_pdf/BT
106_2003.pdf.
ASTM D1973 (1991) - American Society for Testing and Materials. Standard Guide for
Design of a Liner System for Containment of Wastes (Withdrawn 2000).
ASTM D5084 (2003) - American Society for Testing and Materials. Standard Test
Methods for Measurement of Hydraulic Conductivity of Saturated Porous Materials
Using a Flexible Wall Permeameter.
AUSTIN, T. (1992)
Landfill-cover conflict
. Civil Engineering, New York, v.62, n.12, p.
70-71.
AZAMBUJA, R.M.B. (2004)
Comportamento mecânico e hidráulico de maisturas de
solo-cimento-bentonita para a aplicação em barreiras verticais de contenção de
contaminantes
. Dissertação (Mestrado em Engenharia). PPGEC/UFRGS, Porto
Alegre, 98p.
AZEVEDO, I. D.; AZEVEDO, R.F. and CARVALHO, C. A. (2002) A numerical study of
heavy metal transport in the dump área of the Municipal District of Viçosa, MG, Brazil.
In: 4th.
ICEG – Enviromental Geotechnics
, v. 1. A. A. Balkema Publishers. p. 27-
32.
BARONE, F.; YANFUL, E.K.; QUIGLEY, R.M.; ROWE, R.K. (1988)
Effect of multiple
contaminant migration on diffusion and adsorption of some domestic waste
contaminants in a natural clayey soil
. Geotechnical Research Report GEOT-5-88,
Geotechnical Research Centre, The University of Western Ontario, London. Barron.
BEAR, J. (1961) On the tensor form of dispersion.
Journal of Geophysical Research
,
66, p.1185 – 1197.
BEAR, J. (1972)
Dynamics of fluids in porous media
. New York: Dover Publications,
764 p.
BENDER, M. (1998).
Zoneamento Ambiental e Avaliação dos Recursos Hídricos na
Sub-Bacia do rio Rocinha, Município de Lauro Müller, SC.
Florianópolis,
Dissertação (Mestrado em Geografia) UFSC, 189p.
BENSON, C.H.; ZHAI, H.; WANG, X. (1994) Estimating hydraulic conductivity of
compacted clay liners.
Journal of Geotechnical Engineering
, New York, v.120, n.2,
p. 366-387.
BEWICK, W.D. (1994) The Mobility of Pesticides in Soil - Studies to Prevent
Groundwater Contamination. Pesticides in Ground and Surface Water. Springer
Verlag.
BLOWES D.W.; JAMBOR J.L. (1990) The pore-water geochemistry and the mineralogy
of the vadose zone of sulfide tailings. Applied Geochemistry 5, p.327-346.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
224
BOWDERS, J. J.; DANIEL, D. (1987) Hydraulic conductivity of compacted clay to dilute
organic chemicals.
Journal of Geotechnical Engineering
, New York, ASCE, 113, n.
12, p.1432-1448, 1987.
BOYNTON, S. S.; DANIEL, D. E. (1985). Hydraulic conductivity tests on compacted
clay.
Journal of Geotechnical Engineering
, 111 4 , 465–478
BOYNTON, S.S.; DANIEL, D.E. (1992) Hydraulic conductivity tests on compacted clay.
Journal of Geotechnical Engineering
, New York, v.111, n.4, p. 465-478.
BRANDL, H. (1992). Mineral liners for hazardous waste containment.
Geotechnique
42:
57-65.
BRODERICK, G. P.; DANIEL, D. (1990) Stabilizing compacted clay against chemical
attack. Journal of Geotechnical Engineering, New York, ASCE, 116, n. 10, p.1549-
1567.
CALVETE, J.M.S. (2004). Pirita. Museo Municipal de Geología (Museo Martorell),
Barcelona. España.
Internet
, http://www.uned.es/cristamine/ficha s/pirita/pirita11.htm,
em 10/11/2004.
CHARDON, W.; SCHOUMANS, O. (1999)
Solubilization of phosphorus: concepts
and process description of chemical mechanisms
. Meeting of COST 832, WG2;
Cordoba 13-15 May.
CHIOU, C.T.; PETERS, L.J.; FREED, V.H. (1979).
A physical concept of soil-water
equilibrium for nonionic organic compounds
. Science 206:831-832.
CHIOU, C.T.; PORTER, P.E.; SCHMEDDING, D.W. (1983). Partition equilibria of
nonionic organic compounds between soil organic matter and water.
Environmental
Science and Technology
. 17:227–231.
CHIOU C. T. (1989) Theoretical considerations of the partition uptake of nonionic
organic compounds by soil organic matter.
Reactions and movement of organic
chemicals in soils
, 1-29.
CORDAZZO, J. (2000)
Modelagem e simulação numérica do derramamento de
gasolina acrescida de álcool em águas subterrâneas
. Dissertação (Mestrado em
Engenharia). UFSC, Florianópolis, 108p.
CRUZ, R.C.
Condutividade hidráulica em solos contaminados encapsulados
.
Dissertação (Mestrado em Engenharia). PPGEC/UFRGS. Porto Alegre, 95p.
D’APPOLONIA, D.J (1980) Soil-Bentonite Slurry Trench Cutoff.
Journal of the
Geotechnical Engineering
Division, New York, v.107, n 4, p.393-409.
DALOTTO, R.A.S. LOCH, C. (2001). Indicadores de poluição na exploração de carvão.
In.: Anais X SBSR
, Foz do Iguaçu, 21-26 abril, INPE, p. 575-583.
DANIEL, D.E. (1993) Clay liners.
In.: Geotechnical Practice for Waste Disposal
,
London: Chapman & Hall. Cap. 7, p. 137-163.
DANIEL, D.E.; BENSON, C.H. (1990) Water-content density criteria for compacted soil
liners.
Journal of Geotechnical Engineering
, New York, v.116, n.12, p. 1811-1830.
Estudo do Comportamento de
Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
225
DANIEL, D.E.; TRAUTWEIN, S.J.: BOYNTON, S.S.; FOREMAN, D.E. (1984)
Permeability testing with flexible-wall permeameters.
Geotechnical Testing Journal
,
Philadelphia, v.7, n.3, p. 113-122, set.
DANIEL, D.E.; KOERNER, R.M. (1993) Cover Systems.
In.: Geotechnical Practice for
Waste Disposal
, London: Chapman & Hall, 1993. Cap. 18 p. 455-496.
DANIEL, D.E.; KOERNER, R.M. (1995) Waste Containment Facilities: Guidance for
construction, quality assurance and quality control of liner and cover systems. New
York:
ASCE
, 354p.
DANIELS, W.L.; STEWART, B.R. (1992) Physical and chemical properties of coal refuse
from Southwest Virginia.
Journal of Environmental Quality
, n°21, p.635-642.
DE JOSELIN DE JONG, G. (1958)
Longitudinal and tansverse dffusion in granular
deposits
. Trans., Am. Geoph. Union, 39, 1, 67.
DOMENICO, P. A., F. W. SCHWARTZ. (1991). Physical and chemical hydrogeology.
Wiley.
EPA - U. S. ENVIRONMENTAL PROTECTION AGENCY. (1992) Code of Federal
Regulations, Title 40, Chapter I, Part 264.221 – Design and operation requirements.
57 FR 3487, 29/01.
Internet.
Disponível em: http://www.access.gpo.gov/ecfr Acesso
em 10 de janeiro de 2005.
EVANS, J. C. (1993) Vertical cutoff walls. In: D. E. DANIEL.
Geotechnical Practice for
Waste Disposal
. London: Chapman & Hall cap.17. p.430-454.
FARIAS. C.E.G. (2002). Mineração e Meio Ambiente no Brasil. Relatório Preparado
para o CGEE PNUD – Contrato 2002/001604. Outubro.
Internet
,
www.cgee.org.br/arquivos/estudo011_02.pdf, em 17/11/2004.
FAVARETTI, M.; MORACI, N.; PREVIATELLO, P. (1994) Effects of Leachate on the
Hydraulic and Mechanical Behavior of Clay Liners In:
1st Congress on
Environmental Geotechnics
. Proceedings... Edmonton, Alberta, Canada , 1v. v.1, p.
221-226.
FETTER, C. W. (1993)
Contaminant Hydrogeology
. Macmillan Publishing Company,
U.S. 458p.
FONTOURA, S. A. B.; DE CAMPOS e T. M. P.; NOBRE, M. M. M. (1987) Migração de
poluentes através de meios porosos. In:
Simpósio sobre Barragens de Rejeitos e
Disposição de Resíduos Industriais e de Mineração
. Novembro. p.39– 60.
FOPPA, D. (2005)
Análise de variáveis-chave para o controle da resistência
mecânica de solos artificialmente cimentados
. Dissertação (Mestrado em
Engenharia). PPGEC/UFRGS, Porto Alegre, 140p.
FREEZE, R.A.; CHERRY, J.A. (1979)
Groundwater
. Prentice-Hall, Englewood Cliffs,
NJ. 604p.
GAIVIZZO, L.B.; VIDOR, C. TEDESCO, M.J. (2000) Recuperação de áreas utilizadas
para depósitos de rejeitos de minas de carvão.
Carvão e Meio Ambiente
, Centro de
Ecologia da Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Ed. Universidade, Porto
Alegre, p.480-491.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
226
GAZEA B., ADAM K., KONTOPOULOS A., (1996). A review of passive systems for the
treatment of acid mine drainage.
Mineral Engineering
, Vol. 9. No 1, 1996, pp 23-42.
GOTHE, C.A. de V. (1993) –
Avaliação dos Impactos Ambientais da Indústria
Carbonífera nos Recursos Hídricos da Região Sul Catarinense
. Florianópolis,
Dissertação (Mestrado em Geografia) UFSC 123p.
GOVERNO DO ESTADO DO RIO GRANDE DO SUL (2005). Secretaria da
Coordenação e Planejamento.
Internet
. Disposto em http://www.scp.rs.gov.br/,
acesso dia 12/01/2005.
GRAHAM, J.; SAADAT, F.; GRAY, M.N.; DIXON, D.A.; ZHANG, Q.Y. (1989) Strength
and volume change behavior of a sand-bentonite mixture.
Canadian Geotechnical
Journal
, Ottawa, v. 26, n. 2, p. 292-305.
GRIM, R.E. (1953).Clay Mineralogy.
McGraw-Hill Book Company
, INC, USA.
GRIM, R.E. (1962). Applied clay mineralogy. McGraw Hill Book Company, INC, USA.
GRP GROUP (2006) Department of Earth Science, University of Waterloo. Internet,
acesso em 04/2006, http://www.science.uwaterloo.ca/research/ggr/Mine
WasteGeochemistry/MineWasteGeochemistry.html
HAN, D. (1996)
Use potential of fly ash-residual soil mixture as a dyke material
.
Environmental Geotechnics. Balkema, Rotterdam, p. 721-726, 1996.
HASSETT, J. J. & BANWART, W. L. (1989) The Sorption of Nonpolar Organics by Soils
and Sediments. In:
Reactions and Movement of Organic Chemicals in Soils
, B. L.
Sawhney & K. Brown (ed.). SSSA Special Publication N° 22. American Society of
Agronomy, Inc. cap 2, pp.31-44.
HEINECK, K.S. (2002
) Estudo do comportamento hidráulico e mecânico de
materiais geotécnicos para barreiras de contenção de resíduos
. Tese
(Doutorado em Engenharia) – PPGEC/UFRGS, Porto Alegre, 251p.
HUECKEL, T.; KACZMAREK, M.; CARAMUSCIO, P. (1997) Theoretical assessment of
fabric and permeability changes in clays affected by organic contaminants.
Canadian
Geotechnical Journal
, Ottawa, v. 34, p. 588-603
JEFFERIS, S.A. (1981). Bentonite-cement slurries for hydraulic cutoffs. Preceedings 10
th
International Conference on Soil Mechanics and Foundations Engineering,
Stockholm, p.435-440.
KALTEZIOTIS, N.; SARSBY, R.W.; ZERVOGIANNIS, H. (1994) Compacted clay for
landfill liners.
In: XII International Conference on soil mechanics and foundation
engineering
, New Delhi. Proceedings... v.4, 6v, p. 1591-1594.
KÄMPF, N.; SCHNEIDER, P.; BOHNEN, H.; GIASSON, E.; BISSANI, C.A.; MELLO,
P.F.; DE ALEXANDRE, M.D.; COTRIM, M.; DOS SANTOS, (2000) A.L. Solos
construídos em áreas de mineração da bacia carbonífera.
Carvão e Meio Ambiente
,
Centro de Ecologia da Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Ed.
Universidade, Porto Alegre, p.596-640.
KASHIR, M.; YANFUL, A.K. (2000) Compatibility of slurry wall backfill soils with acid
mine drainage. Advances in environmental research,
Elsevier
, 4, 251-268p.
Estudo do Comportamento de
Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
227
KNOP, A. (2004)
Estudo dos fenômenos de transporte em solos
. Relatório redigido
para a disciplina Novos Materiais Geotécnicos, curso de doutoramento
PPGEC/UFRGS. 19p.
KNOP, A. (2005).
Comportamento de Liners Atacados Quimicamente
. Exame de
Qualificação (Doutorado em Engenheria). PPGEC/UFRGS, Porto Alegre, 122p.
KOCH, D. (2002)
Bentonites as a basic material for technical base liners and site
encapsulation cut-off walls
. Applied Clay Science, v.21, Issues 1-2, p.1-11.
KOVÁCS, W.D.; R.D. HOLTZ (1981).
An Introduction to Geotechnical Engineering.
Prentice Hall
, Englewood Cliffs, New Jersey, NJ.
KREBS, A.S.J. (2004). Contribuição ao conhecimento dos recursos hídricos
subterrâneos da bacia hidrográfica do rio Araranguá, SC.
Tese de Doutorado
.
Depto. Geografia/UFSC, Florianópolis, 376p
KUHN, E.P.; SUFLITA, J.M. (1989) Microbial degradation of nitrogen, oxygen and sulfur
heterocyclic compounds under anaerobic conditions: Studies with aquifer samples.
Environ. Toxicol. Chem.8
: 1149–1158
LAGREGA, M.D., BUCKINGHAM, P.L.; EVANS, J.C. (1994). Stabilisation and
solidification.
Hazardous Waste Management
, McGraw-Hill, pp. 641-704
LAMBE, T.W. & WHITMAN, R.V. (1979)
Soil mechanics
. New York, John Wiley, 553p.
LANDRETH, R.E. (1990) Landfill containment systems regulations.
In: Waste
containment systems: Construction, regulation and performance
, San
Francisco, California. Proceedings... ASCE, GSP n.26, 1990. p.1-13.
LEMOS, R.G. (2006)
Estudo do comportamento hidráulico, mecânico e químico de
barreiras hidráulicas verticais, compostas por solo residual, bentonita e
cimento sob ação de substâncias agressivas
. Tese (Doutorado em Engenharia),
PPGEC/UFRGS, Porto Alegre, 310p.
MACIEL FILHO, C. L. (1997)
Introdução à Geologia de Engenharia
. Santa Maria,
Editora da UFSM, 2ª ed, 284p.
MATTHESS, G. (1994): Lehrbuch der Hydrogeologie.
Die Beschaffenheit des
Grundwassers
. – 499p., 139 fig., 116 tab., Berlin-Stuttgart (Bornträger).
MENEZES, A. (2004) Riscos de contaminação na maior reserva de água potável do
mundo
. Revista ComCiência
, 26/02/04. Internet, http://www.comciencia.br/not
icias/2004/27fev04/agua.htm, em 10/11/2004.
MILIOLI, G.; POMPÊO, M. ALEXANDRE, N.Z.; ZANETTE, V.C. (2002) O sul do estado
de Santa Catarina.
Internet
, http://vivimarc.sites.uol.com.br/areg iao.htm, em
17/11/2004.
MINGELGRIN, U., GERSTL, Z. (1983). Reevaluation of Partitioning as a Mechanism of
Nonionic Chemicals Adsorption in Soils:
Journal of Environmental Quality
, Vol 12,
pp 1-11
MITCHELL, J. K. (1993)
Fundamentals of Soil Behavior
. New York, NY. John Wiley
and Sons Inc., 2 ed., 437p.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
228
MONCADA, M.P.H. (2004).
Estudo em laboratório de características de colapso e
transporte de solutos associadas à infiltração de licor cáustico em um solo
laterítico
. Dissertação (Mestrado em Engenharia). Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil da PUCRJ. Rio de Janeiro,
190p.
MUSKAT, M. (1937)
The flow of homogeneous fluids through porous media
. Ann
Arbor, Michigan, J.W. Edwards, Inc.
NEVES, G.R.; CHAVES, S.H.A. (2000) A região carbonífera “tradicional” do Rio Grande
do Sul.
Carvão e Meio Ambiente
, Centro de Ecologia da Universidade Federal do
Rio Grande do Sul, Ed. Universidade, Porto Alegre, p.108-124.
NÚÑEZ, W.P. (1991)
Estabilização físico-química de um solo residual de arenito
Botucatu, visando seu emprego na pavimentação
. 150p. Dissertação (Mestrado
em Engenharia) – CPGEC/UFRGS, Porto Alegre.
OGATA, A.; BANKS, R.B. (1961). A Solution of the Differential Equation of Longitudinal
in Porous Media,
U.S. Geological Survey Professional Paper 411-A
.
OGATA, A. (1970). Theory of Dispersion in a Granular Medium.
U.S. Geological
Survey Professional Paper 411-I
PEARLMAN, L. (1999) Subsurface Containment and Monitoring Systems: Barriers and
Beyond
. Internet
. Disponível em: <www.slurrywall.com/articles/4.pdf >., com acesso
em 10/02/2004.
PROCEEDINGS OF THE TWELFTH GENERAL MEETING INTERNATIONAL
MINERALOGICAL ASSOCIATION (1980)
Contributions to Mineralogy and
Petrology
. Springer Berlin / Heidelberg, v.80, n.3.
QUIGLEY, R.M.; CROOKS, V.E.; FERNANDEZ, F. (1984) Engineered Clay Liners: An
overview report. Proc. Seminar on Design and Construction of Municipal and
Industrial Waste Disposal Facilities.
Canadian Geotechnical Society and
Consulting Engineers of Ontario
, Toronto, pp. 115-134.
QUIGLEY, R.M.; ROWE, R.K. (1986) Leachate migration through clay below a domestic
waste landfill, Sarnia, Ontario, Canada: chemical interpretation and modelling
philosophies,
Hazardous and Industrial Solid Waste Testing and Disposal: Sixth
Volume
, ASTM STP 933, pp. 93-103.
RODRIGUEZ, M.T.R., MACHADO, N.A.F; LEONARDI, S.M.; PELLINI, G.F.; ABEL, L.;
PEDROZO, C. JÚNIOR, W.B.; FONSECA, O.M.;OLIVEIRA, M. E.; ATZ, V.L. (2000)
Parâmetros físicos e químicos das águas superficiais e avaliação da atividade
bacteriana em ambientes lóticos receptores de drenagem de mineração de carvão.
Carvão e Meio Ambiente
, Centro de Ecologia da Universidade Federal do Rio
Grande do Sul, Ed. Universidade, Porto Alegre, p.492-553.
ROTTA, G.V. (2000)
Cimentação introduzida sob tensão: compreendendo a
importância do índice de vazios de formação da estrutura no comportamento
mecânico de solos cimentados.
Dissertação (Mestrado em Engenharia),
PPGEC/UFRGS, Porto Alegre, 134p.
ROWE, K.R.; BOOKER, J.R. (1983) SFIN – a finite element analysis program for single
contaminant migration under 1D conditions.
Geotechnical Research Centre
,
University of Western Ontario, London.
Estudo do Comportamento de
Liners Atacados por Ácido Sulfúrico
229
ROWE, K.R.; BOOKER, J.R. (1984) The analysis of pollutant migration in a non-
homogeneous soil.
Géotechnique
, 34: 601-612p.
ROWE, K.R.; CAERS, C.J.; BOOKER, J.R.; CROOKS, V.E. (1985) Pollutant migration
through clayed soils. Proceedings of
XIth International Conference on Soil
Mechanics and Foundations Engineering
. San Francisco, Vol. 3, p.1293 – 1298.
ROWE, K.R.; BOOKER, J.R. (1985a) 1-D pollutant migration in soils of finite depth.
ASCE
Journal of Geotechnical Engineering
, 111(GT4): 479-499p.
ROWE, K.R.; BOOKER, J.R. (1985b) Two-dimensional pollutant migration in soils of
finite depth.
ASCE Canadian Geotechnical Journal
, 22: 429-436p.
ROWE, K.R.; BOOKER, J.R. (1985c)
The analysis of multiple-contaminant migration
through clayey soils.
In.: Proceedings of 5th International Conference on Numerical
Methods in Geomechanics, Nagoya, Vol.1, 581-588p.
ROWE, K.R.; BOOKER, J.R. (1986) A finite layer technique for calculating 3D pollutant
migration in soil.
Géotechnique
, 36: 205-226p.
ROWE, K.R.; BOOKER, J.R. (1987) An efficient analysis of pollutant migration through
soil. In
Numerical methods for transient and coupled problems
. John Wiley and
Sons, p.13-42.
ROWE, K.R.; CAERS, C.J.; BARONE, F. (1988) Laboratory determination of diffusion
and distribution coefficients of contaminants using undisturbed clayey soil.
Canadian
Geotechnical Journal
, 25: 108-118p.
ROWE, K.R.; BOOKER, J.R. (1988) Prediction of diffusion-controlled contaminant
transport in landfill – clay liner systems. In
Computer and physical modeling
. Edited
by A.S. Balasubramanian. Balkema, Rotterdam, The Netherlands.
ROWE, R.K.; FRASER, M.J. (1995). Effect of uncertainty in the assessment of the
potential impact of waste disposal facilities. Geoenvironmetal 2000, Geotechnical
Special Publica-tion 46
, ASCE
, New York, 270-284.
ROWE, K.R.; QUIGLEY, R.M.; HOOKER, J.R. (1995) Clayey barrier systems for waste
disposal facilities. E&FN Spon (Chapman and Hall). London, UK, 385p.
ROWE, R.K. (2005) Long-Term Performance of Contaminant Barrier Systems,
45th
Rankine Lecture, Geotechnique
, 55 (9): 631-678.
SAFFMAN, P.G. (1959) A theory of dispersion in a porous medium. Journal of Fluid
Mechanics, 6, n°3, p.321-349.
SHACKELFORD, C. D. (1991) Laboratory difussion testing for waste disposal – A
review.
Journal of Contaminant Hydrology
. n. 7, p.177-217.
SHACKELFORD, C. D (1994) Critical Concepts for Column Testing.
Journal of
Geotechnical Engineering
, v. 120, n. 10, p. 1804-1828, October.
SHACKELFORD, C.D.; GLADE, M.J. (1994) Constant-flow and constant-gradient
permeability tests on sand-bentonite-fly ash mixtures. In: Hydraulic conductivity and
waste contaminant transport in soil, Philadelphia.
Proceedings
... ASTM STP 1142,
ASTM, 1994. p. 521-545.
Alexandre Knop – Tese de Doutorado em Engenharia Civil – PPGEC/UFRGS, 2007
230
SHACKELFORD, C.D.; DANIEL, D. (1991) Diffusion in satured soils – Part II.
Journal of
Geotechnical Engineering
. Vol 117, 485-506.
SCHEIDEGGER, A. E. (1954) Statistical Hydrodynamics in Porous Media.
Journal of
Applied Physics
, 25, 8, 994-1001.
SLICHTER, C.S. (1899)
Theoretical investigation of the motion of ground waters
.
U.S. Geology Survey, 19th, Ann.Rept, pt.2, p.295.
SHINOBE, A.; SRACEK, A. (1998) Drenagem ácida e seu impacto ambiental.
Saneamento Ambiental
, v. 48, p.20-22.
SIMARD, R.R.; HAYGARTH, P.M.; BEAUCHEMIN, S. (2000) Potential for preferential
pathways for phosphorus transport.
Journal Environmental Quality
. 29:97-105.
TAY, Y.Y; STEWART, D.I; COUSENS, T.W (2001). Shrinkage and desiccation cracking
in bentonite–sand landfill liners.
Engineering Geology
, v.60, Issues 1-4, p.263-274.
THAKUR, D,N,; TEWARY, B.K.; BIRENDRA, K; SINGH, R.K. (1992) Reclamation of
pyretic dumps using phosphatic wastes as an ameliorant: A case study. In.:
Environmental issues and management of wastes in energy and mineral
production
. v.2, Rotterdam, p.831-846.
U.S. ARMY CORPS OF ENGINEERS (1995). Factors affecting LFG generation. Liners
and Barriers.
Technical Letter ETL 1110-1-160
, Washington, 17 April.
OLPHEN, H. Van (1977)
An introduction to clay colloid chemistry
. New York: Jonh
Wiley & Sons, 318p.
VANGULCK, J. (2006). Groundwater Contamination. Notas de aula da disciplina
Groundwater contaminantion, Universidade de Manitoba, Winnipeg, Canadá.
VELDE, B (1992) Introduction to clay minerals. Chemistry, origins, uses and
environmental significance. Chapman & Hall. Printed by Cambridge, UK.
VOYUTSKY, S. (1978) Colloid Chemistry; Mir Pub., Moscou, Russian, p 186.
XANTHAKOS, P. P. (1979). Slurry Walls. New York: McGraw Hill, 622p.
WIKIPEDIA, Copyright. (2004) Free Software Foundation, Inc. 59 Temple Place, Suite
330, Boston, MA 02111-1307 USA.
Internet
, www.wikipedia.com, acesso em
10/11/2004.
YIACOUMI, S.; TIEN, C., (1994). A model of organic solute uptake from aqueous
solutions by soils.
Water Resources Research
, 30, 2, 571-580.
YONG, N.R.; WARKENTIN, B.P. (1975). Soils Properties and Behavior. Elsevier
Scientific Publishing Company, Amsterdam.
YONG, N. R. (2001) Geoenvironmental Enginnering: Contaminanted Soils, pollutant fate
and mitigation.
CRC Press LLC
.
YONG, N. R.; MOHAMED A. M. O.; WARKENTIN, B. P. (1992) - Principles of
contaminant transport in soils.
Elsevier
. p. 327.
Livros Grátis
( http://www.livrosgratis.com.br )
Milhares de Livros para Download:
Baixar livros de Administração
Baixar livros de Agronomia
Baixar livros de Arquitetura
Baixar livros de Artes
Baixar livros de Astronomia
Baixar livros de Biologia Geral
Baixar livros de Ciência da Computação
Baixar livros de Ciência da Informação
Baixar livros de Ciência Política
Baixar livros de Ciências da Saúde
Baixar livros de Comunicação
Baixar livros do Conselho Nacional de Educação - CNE
Baixar livros de Defesa civil
Baixar livros de Direito
Baixar livros de Direitos humanos
Baixar livros de Economia
Baixar livros de Economia Doméstica
Baixar livros de Educação
Baixar livros de Educação - Trânsito
Baixar livros de Educação Física
Baixar livros de Engenharia Aeroespacial
Baixar livros de Farmácia
Baixar livros de Filosofia
Baixar livros de Física
Baixar livros de Geociências
Baixar livros de Geografia
Baixar livros de História
Baixar livros de Línguas
Baixar livros de Literatura
Baixar livros de Literatura de Cordel
Baixar livros de Literatura Infantil
Baixar livros de Matemática
Baixar livros de Medicina
Baixar livros de Medicina Veterinária
Baixar livros de Meio Ambiente
Baixar livros de Meteorologia
Baixar Monografias e TCC
Baixar livros Multidisciplinar
Baixar livros de Música
Baixar livros de Psicologia
Baixar livros de Química
Baixar livros de Saúde Coletiva
Baixar livros de Serviço Social
Baixar livros de Sociologia
Baixar livros de Teologia
Baixar livros de Trabalho
Baixar livros de Turismo