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COPPE/UFRJCOPPE/UFRJ
COMPORTAMENTO DE UM REJEITO DE TRANSIÇÃO EM CENTRÍFUGA
GEOTÉCNICA
Helena Portugal Gonçalves da Motta
Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa
de Pós-graduação em Engenharia Civil, COPPE, da
Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte
dos requisitos necessários à obtenção do título de
Mestre em Engenharia Civil.
Orientadores: Márcio de Souza Soares de Almeida
Terezinha de Jesus Espósito
Rio de Janeiro
Novembro de 2008
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ii
COMPORTAMENTO DE UM REJEITO DE TRANSIÇÃO EM CENTRÍFUGA
GEOTÉCNICA
Helena Portugal Gonçalves da Motta
DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO
LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE)
DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS
REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM
CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL.
Aprovada por:
________________________________________________
Prof. Márcio de Souza Soares de Almeida, Ph.D.
________________________________________________
Dr. Leandro de Moura Costa Filho, Ph. D.
________________________________________________
Prof. José Renato da Silva Moreira de Oliveira, D.Sc.
________________________________________________
Prof. Maria Cláudia Barbosa, D.Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
NOVEMBRO DE 2008
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iii
Motta, Helena Portugal Gonçalves da
Comportamento de um Rejeito de Transição em
Centrífuga Geotécnica/ Helena Portugal Gonçalves da
Motta. – Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE, 2008.
XVII, 132 p.: il.; 29,7 cm
.
Orientadores: Márcio de Souza Soares de Almeida
Terezinha de Jesus Espósito
Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de
Engenharia Civil, 2008.
Referencias Bibliográficas: p. 126-132.
1. Rejeito de Transição. 2. Centrífuga Geotécnica. 3.
Comportamento de Rejeito. I. Almeida, Márcio de Souza
Soares de, et al. II. Universidade Federal do Rio de
Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil. III.
Titulo.
iv
AGRADECIMENTOS
À Deus, que me deu asas para voar.
Aos meus pais e irmãs, Cláudia, José, Carolina e Beatriz, que me apoiaram e
incentivaram sempre, com presença constante apesar da distância. Para minha Didi, pela
paciência e cuidados, por me aturar nos devaneios e apoiar nas decisões, apesar do
“prazo de validade”. Aos meus queridos tios-avós e madrinha, sempre presentes e
positivos. A minha família, por ela existir assim como é.
Ao meu orientador, Prof. Márcio, pelo apoio, amizade, segurança e disponibilidade, e por
ver que minha proposta tinha futuro. À Prof. Terezinha Espósito, que mesmo a distância
aceitou ser minha co-orientadora, sempre me apoiando e aconselhando nas empreitadas.
Aos meus amigos de lá, sejam eles da turma da faculdade, da turma das quintas, do
laboratório, do CEFET ou da química, meu muito obrigado pela torcida. Aos meus amigos
de cá, tantos e tão presentes, pelo dia-a-dia acolhedor, pelos momentos de alegria e por
aqueles sem paciência ou de desespero, por tudo que passamos nesses quase 3 anos,
meu sincero muito obrigado. Em especial: às mães Raquel e Carolina, pelos puxões de
orelhas e gargalhadas; à Marcelinha e ao Luiz, pelo apoio constante e pelas corridas de
998; a prof. Anna Laura, pelas dicas e conversas; aos Zé’s (Renato e Luiz), pela paciência
e ajuda na centrífuga; a Alice e Ivete pelo suporte “técnico” de sempre; a Talita, por me
“xingar” na reta final; ao Julio, meu braço direito e esquerdo.
Aos técnicos do laboratório de Geotecnia, que nos acolhem como se fossemos parte de
uma família, muito obrigada pelo apoio e suporte durante esta jornada.
À SAMARCO Mineração S.A., na pessoa de Daviély Rodrigues, por ceder o material
utilizado na dissertação e por apoiar esta pesquisa.
A todos que me auxiliaram ao longo dessa caminhada e que por ventura não citei, peço
desculpas e agradeço imensamente por me ajudarem com essa “criança”.
v
Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários
para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)
COMPORTAMENTO DE UM REJEITO DE TRANSIÇÃO EM CENTRÍFUGA
GEOTÉCNICA
Helena Portugal Gonçalves da Motta
Novembro/2008
Orientadores: Márcio de Souza Soares de Almeida
Terezinha de Jesus Espósito
Programa: Engenharia Civil
O presente trabalho avalia o comportamento de um rejeito de transição de
característica siltosa, oriundo da mineração de ferro, a partir de ensaios com mini-CPT em
centrifuga geotécnica. Relizaram-se também ensaio de caracterização, compactação,
permeabilidade, compressibilidade e resistência (triaxial e cisalhamento direto), além de
análises química e difratométrica, visando à avaliação das características globais do rejeito
de transição. Observaram-se importantes diferenças nos valores de ângulos de atrito entre
ensaios triaxiais e de cisalhamento direto atribuídas às diferentes formas de moldagem dos
corpos de provas. Os ensaios de mini-CPT em centrífuga realizados com diferentes
velocidades de cravação permitiram relacionar valores de resistências medidas com
velocidades dos ensaios, definindo-se então faixas de velocidades com comportamentos
drenado, não-drenado e parcialmente drenado. Os ensaios de Mini-CPT também permitiram
a estimativa do valor do ângulo de atrito do solo o qual comparou razoavelmente bem com
o valor medido no ensaio de cisalhamento direto moldado em amostras centrifugadas.
vi
Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)
BEHAVIOR OF TRANSITION TAILINGS IN GEOTECHNICAL CENTRIFUGE
Helena Portugal Gonçalves da Motta
November/2008
Advisors: Márcio de Souza Soares de Almeida
Terezinha de Jesus Espósito
Department: Civil Engineering
This dissertation examines the behavior of transition tailings from iron mining,
by means of miniature CPT test in the geotechnical centrifuge. The main purpose is to
relate the CPT test rate to the drainage characteristics in tailings material, thus predicting
the occurrence of partial drainage and other aspects of geotechnical interest. In addition
other tests were also carried out with the purpose to characterize the iron mining
(compaction, permeability, compressibility and strength tests). Chemical and diffraction
analysis were also carried out for the overall evaluation of the tailings material behavior.
Different values of friction angles were obtained in triaxial and direct shear tests which
were attributed to differences in sample preparation methods used in each test. The mini-
CPT tests carried out in the centrifuge using different driving velocities allowed the
definition of the velocity ranges of drained, undrained and partially drained behaviour of
the mining tailings. The friction angle of this material was also estimated by means of CPT
tests which compared reasonably well with direct shear tests carried out in centrifuged
specimens.
vii
ÍNDICE
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO.......................................................................................... 1
1.1. Motivação ............................................................................................................... 1
1.2. Objetivos................................................................................................................. 1
1.3. Estrutura da Dissertação......................................................................................... 2
CAPÍTULO 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA...................................................................... 3
2.1. Considerações Iniciais ............................................................................................ 3
2.2. Barragens de Rejeito: Breve Histórico..................................................................... 3
2.3. Processo de Disposição.......................................................................................... 6
2.3.1. Disposição por Via Hidráulica........................................................................... 6
2.3.2. Disposição de Rejeitos Granulares .................................................................. 9
2.3.3. Disposição de Rejeitos Finos......................................................................... 11
2.3.4. Característica de Rejeitos de Minério de Ferro............................................... 13
2.4. Barragem de Germano ......................................................................................... 14
2.4.1. Processo de Produção................................................................................... 15
2.4.2. Processo de Disposição................................................................................. 16
2.4.3. Ensaios de Campo......................................................................................... 18
2.5. Modelagem centrífuga .......................................................................................... 25
2.5.1. Conceitos Gerais............................................................................................ 25
2.5.2. A Centrífuga da COPPE................................................................................. 32
2.5.3. Ferramenta para Investigação em Centrífuga ................................................ 40
2.6. Considerações Finais............................................................................................ 47
CAPÍTULO 3 – COLETA DE AMOSTRAS E ANÁLISES INICIAIS................................... 48
3.1. Considerações Iniciais .......................................................................................... 48
3.2. Coleta de Amostras............................................................................................... 48
3.2.1. Rejeito Fino.................................................................................................... 49
3.2.2. Rejeito Granular............................................................................................. 52
3.3. Análises Iniciais .................................................................................................... 53
3.3.1. Ensaios de Caracterização............................................................................. 53
3.3.2. Análise Química............................................................................................. 56
3.3.3. Análise Mineralógica por Difratometria de Raio-X .......................................... 58
3.3.4. Coeficientes de Permeabilidade Estimados.................................................... 60
3.4. Comentários Finais............................................................................................... 62
viii
CAPÍTULO 4 – ENSAIOS EM LABORATÓRIO............................................................... 63
4.1. Considerações Iniciais .......................................................................................... 63
4.2. Determinação da Densidade................................................................................. 63
4.2.1. Densidade Mínima ......................................................................................... 63
4.2.2. Densidade Máxima por Vibração.................................................................... 65
4.2.3. Densidade Máxima Aparente Seca - Ensaio de Compactação Proctor Normal
................................................................................................................................. 66
4.2.4. Avaliação Geral.............................................................................................. 67
4.3. Ensaio de Permeabilidade sob Carga Variável ..................................................... 69
4.4. Ensaio de Adensamento Unidimensional.............................................................. 70
4.4.1. Ensaio de Adensamento nº1: Corpo de Prova Fofo ....................................... 71
4.4.2. Ensaio de Adensamento nº2: Corpo de Prova Compactado........................... 74
4.4.3. Avaliação Global dos Ensaios de Adensamento ............................................ 76
4.5. Ensaio de Cisalhamento Direto............................................................................. 78
4.5.1. Moldagem do Corpo de Prova........................................................................ 78
4.5.2. Resultado dos Ensaios e Conclusões ............................................................ 79
4.6. Ensaio Triaxial ...................................................................................................... 81
4.6.1. Procedimento de Ensaio ................................................................................ 81
4.6.2. Moldagem do Corpo de Prova........................................................................ 83
4.6.3. Ensaio Triaxial CIU (Não-Drenado)................................................................ 85
4.6.4. Ensaio Triaxial CD (Adensado e Drenado)..................................................... 91
4.7. Discussão dos Resultados.................................................................................... 94
CAPÍTULO 5 – ENSAIO EM CENTRÍFUGA GEOTÉCNICA............................................ 96
5.1. Considerações Iniciais .......................................................................................... 96
5.2. Equipamento Utilizado: Mini-CPT.......................................................................... 96
5.3. Amostras: Preparação, Procedimento de Ensaio e Parâmetros de Moldagem...... 98
5.3.1. Preparação e Procedimento de Ensaio.......................................................... 98
5.3.2. Parâmetros de Moldagem............................................................................ 103
5.4. Ensaios de CPT.................................................................................................. 105
5.4.1. Ensaio com Variação de Aceleração (N)...................................................... 105
5.4.2. Influência da Velocidade em Ensaios de Penetração (V) ............................. 109
5.5. Ensaios de Cisalhamento Direto com Amostras Obtidas em Centrífuga............. 115
5.5.1. Processo de Obtenção dos Corpos de Prova............................................... 115
5.5.2. Resultados................................................................................................... 116
ix
5.6. Discussão Geral dos Resultados ........................................................................ 118
5.7. Considerações Finais.......................................................................................... 122
CAPÍTULO 6 – CONCLUSÕES E PROPOSTAS............................................................123
6.1. Introdução........................................................................................................... 123
6.2. Considerações Iniciais ........................................................................................ 123
6.3. Conclusões......................................................................................................... 123
6.3.1. Ensaios de Laboratório................................................................................. 123
6.3.2. Ensaio em Centrífuga................................................................................... 124
6.4. Propostas para Pesquisas Futuras ..................................................................... 125
6.4.1. Ensaios em Laboratório................................................................................ 125
6.4.2. Modelagem Centrífuga................................................................................. 126
CAPÍTULO 7 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS.......................................................127
x
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 2.1: Tipos de alteamento em barragem de rejeito................................................... 5
Figura 2.2: Segregação hidráulica em barragens de rejeito (SARSBY, 2000).................... 8
Figura 2.3: Utilização de rejeito como material de construção do barramento (SARSBY,
2000)................................................................................................................................. 9
Figura 2.4: Unidade de Germano..................................................................................... 15
Figura 2.5: Vista panorâmica da Barragem de Germano ................................................. 16
Figura 2.6: Perfil de sondagem (adaptado de LIMA, 2006).............................................. 19
Figura 2.7: Ensaio de CPTu – Perfil de resistência de ponta e razão de atrito (adaptado de
LIMA, 2006)..................................................................................................................... 20
Figura 2.8: Ensaio de CPTu – Perfil poropressão gerada e de coeficiente de poropressão
(adaptado de LIMA, 2006) ............................................................................................... 20
Figura 2.9: Proposta de classificação para ensaios de CPTu (ROBERTSON et al., 1990)
........................................................................................................................................ 22
Figura 2.10: Esquema de um modelo acelerado em centrífuga....................................... 27
Figura 2.11: Correspondência entre a tensão inercial em um modelo e a tensão
gravitacional no protótipo (TAYLOR, 1995)...................................................................... 28
Figura 2.12: Comparação entre a variação de tensões no modelo e no protótipo
(TAYLOR,1995)............................................................................................................... 31
Figura 2.13: Posições do eixo de rotação (Oliveira, 2005)............................................... 33
Figura 2.14: Seção transversal do conjunto de rotação (Oliveira, 2005) .......................... 34
Figura 2.15: Vista interna do Computador de Bordo (Oliveira, 2005)............................... 36
Figura 2.16: Movimentação do Atuador Angular (Oliveira, 2005)..................................... 37
Figura 2.17: Movimentação do Atuador Radial (Oliveira, 2005)....................................... 37
Figura 2.18: Caixa de amostra dentro do canal com dimensões em mm (Oliveira, 2005) 38
Figura 2.19: Planta do canal de amostra e suas dimensões em mm (Oliveira, 2005) ...... 39
Figura 2.20: Comparação entre caixas de amostras de paredes paralelas e convergentes
(Oliveira, 2005)................................................................................................................ 39
Figura 2.21: Correlação entre a capacidade de carga em ensaio de cone (N
q
) e o ângulo
de atrito efetivo, para solos arenosos .............................................................................. 42
Figura 2.22: Influência da velocidade de penetração do cone (BEMBEN & MYERS, 1974)
........................................................................................................................................ 44
Figura 2.23: Influência da velocidade de rotação da palheta e de penetração do cone na...
xi
resistência (ALMEIDA & PARRY, 1983). ......................................................................... 45
Figura 2.24: Variação da resistência de penetração com a velocidade, apresentados por
RANDOLPH & HOUSE (2001)......................................................................................... 46
Figura 2.25: Condições de drenagem em depósito de silte (SCHNAID et al., 2004)........ 46
Figura 3.1: Pontos de coleta dos rejeitos......................................................................... 49
Figura 3.2: Cascata 1....................................................................................................... 50
Figura 3.3: Cascata 2....................................................................................................... 50
Figura 3.4: Tentativa de coleta de material das cascatas................................................. 51
Figura 3.5: Local de coleta do rejeito fino......................................................................... 52
Figura 3.6: Coleta do rejeito fino na baia, com auxílio de retroescavadeira...................... 52
Figura 3.7: Rejeito Granular – local e coleta.................................................................... 53
Figura 3.8: Curva Granulométrica do rejeito granular....................................................... 55
Figura 3.9: Curva Granulométrica do rejeito fino.............................................................. 56
Figura 3.10: Difratometria de raio-x do rejeito granular.................................................... 59
Figura 3.11: Difratometria de raio-x do rejeito fino ........................................................... 60
Figura 4.1: Processo de moldagem para a obtenção da densidade mínima.................... 64
Figura 4.2: Processo de moldagem por vibração............................................................. 66
Figura 4.3: Curva de compactação.................................................................................. 67
Figura 4.4: Densidade em laboratório (compactação) x Densidade de campo................. 69
Figura 4.5: Gráfico índice de vazios x tensão vertical ...................................................... 72
Figura 4.6: Gráfico entre Tensão Vertical Efetiva versus Coeficiente de Adensamento... 73
Figura 4.7: Gráfico entre índice de vazio e tensão vertical efetiva.................................... 74
Figura 4.8: Gráfico entre Tensão Vertical Efetiva x Coeficiente de Adensamento............ 75
Figura 4.9: Comparação entre curvas de adensamento................................................... 77
Figura 4.10: Gráfico de deslocamento horizontal versus tensão cisalhante..................... 79
Figura 4.11: Gráfico de deslocamento horizontal versus deslocamento vertical............... 80
Figura 4.12: Gráfico de tensão normal versus tensão cisalhante..................................... 80
Figura 4.13: Medida de variação de volume por buretas graduadas (a) e aplicação de
pressão confinante por meio de potes de mercúrio (b). ................................................... 82
Figura 4.14: Sistema de aplicação de carga utilizado na compactação do material......... 83
Figura 4.15: Processo de moldagem dos corpos de prova .............................................. 84
Figura 4.16: Gráfico Tensão versus Deformação para σc= 100 kPa................................ 86
Figura 4.17: Gráfico Tensão versus Deformação para σc= 200 kPa................................ 86
Figura 4.18: Gráfico Tensão versus Deformação para σc= 300 kPa................................ 87
xii
Figura 4.19: Gráfico Tensão versus Deformação para σc= 400 kPa................................ 87
Figura 4.20: Gráficos (a) Tensão desviadora versus deformação axial e (b) Excesso de
poropressão gerado durante o ensaio versus deformação axial específica ..................... 89
Figura 4.21: Envoltória de resistência em termos de Tensões Efetivas ........................... 90
Figura 4.22: Caminho de Tensões Efetivas ..................................................................... 91
Figura 4.23: Gráficos (a) Tensão desviadora versus deformação axial e (b) deformação
volumétrica versus deformação axial específica.............................................................. 93
Figura 4.24: Gráfico p x q – ensaio CD............................................................................ 94
Figura 4.25: Envoltória para os ensaios de resistência, em termos de tensões totais...... 95
Figura 5.1: Vista completa e esquema do mini-CPT ........................................................ 97
Figura 5.2: Detalhe da localização das células de carga.................................................. 97
Figura 5.3: Esquema do projeto do cone (medidas em mm)............................................ 98
Figura 5.4: Processo de Umedecimento........................................................................ 100
Figura 5.5: Camada para início de ensaio...................................................................... 100
Figura 5.6: Exemplo de leitura de dissipação de poropressão durante ensaio de
adensamento................................................................................................................. 101
Figura 5.7: Processo de drenagem desenvolvido no interior da caixa de ensaio ........... 103
Figura 5.8: Ensaio Padrão – Resistência de Ponta x Profundidade ............................... 105
Figura 5.9: Resultado de ensaio com variação de aceleração – Modelo........................ 107
Figura 5.10: Resultado de ensaio com variação de aceleração – Escala Real .............. 108
Figura 5.11: Esquema da caixa de amostra................................................................... 108
Figura 5.12: Resistência de Ponta medida ao longo dos ensaios (V de 0,05 a 2,5)....... 110
Figura 5.13: Resistência de Ponta medida ao longo dos ensaios (V de 5 a 150)........... 111
Figura 5.14: Gráfico de Velocidade Adimensional (V) versus Resistência de Ponta (q
c
) 112
Figura 5.15: Gráfico de velocidade normalizada versus resistência de ponta normalizada
...................................................................................................................................... 113
Figura 5.16: Gráfico com ajuste de equação proposta................................................... 114
Figura 5.17: Processo de retirada de amostras para ensaio de cisalhamento direto - (a)
Vista superior; (b) Corte AA........................................................................................... 115
Figura 5.18: Gráfico de deslocamento horizontal versus tensão cisalhante................... 117
Figura 5.19: Gráfico de deslocamento horizontal versus deslocamento vertical............. 117
Figura 5.20: Gráfico de tensão normal versus tensão cisalhante................................... 118
Figura 5.21: Tensões atuantes ao longo do Protótipo.................................................... 120
xiii
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 2.1: Classificação através de resultados de CPTu ............................................... 22
Tabela 2.2: Resultado de ensaios Geotécnicos provenientes de amostragem indeformada
(adaptado de LIMA, 2006) ............................................................................................... 23
Tabela 2.3: Características do Rejeito da Samarco Mineração S.A. (BOSCOV, 2008).... 24
Tabela 2.4: Relações de escala em modelos centrífugos (STEWART, 1992).................. 30
Tabela 2.5: Potencial de utilização do CPTU (SCHNAID, 2000)...................................... 41
Tabela 3.1: Resultado final análise química - rejeito granular.......................................... 57
Tabela 3.2: Resultado final análise química - rejeito fino ................................................. 58
Tabela 3.3: Valores típicos de coeficiente de permeabilidade (PINTO, 2000).................. 61
Tabela 4.1: Estimativa de Densidade Mínima.................................................................. 65
Tabela 4.2: Estimativa de Densidade Máxima ................................................................. 66
Tabela 4.3: Resumo dos valores de densidade aparente seca........................................ 68
Tabela 4.4: Características do corpo de prova em ensaio de permeabilidade ................. 70
Tabela 4.5: Características iniciais do Corpo de Prova –Condição Fofa.......................... 71
Tabela 4.6: Características iniciais do Corpo de Prova - Condição Compacta................. 74
Tabela 4.7: Resumo dos valores de coeficiente de permeabilidade................................. 76
Tabela 4.8: Características dos corpos de prova em ensaio de cisalhamento direto ....... 79
Tabela 4.9:Dados do corpo de prova inicial..................................................................... 84
Tabela 4.10: Avaliação da densidade ao longo do corpo de prova .................................. 85
Tabela 4.11: Resumo das propriedades físicas dos corpos de prova utilizados............... 88
Tabela 4.12: Valores de densidade nos corpos de prova moldados ................................ 92
Tabela 5.1: Resumo dos Índices Físicos nas moldagens – Início de ensaio.................. 104
Tabela 5.2: Resumo dos Índices Físicos nas moldagens – Final de ensaio................... 104
Tabela 5.3: Dados para ensaios com variação de aceleração e variação de velocidade106
Tabela 5.4: Características das amostras em ensaio de Cisalhamento Direto............... 116
Tabela 5.5: Cálculo das tensões ao longo do Modelo / Protótipo................................... 121
Tabela 5.6: Correlação entre resistência de ponta e ângulo de atrito............................. 122
xiv
LISTA DE SÍMBOLOS
2θ/Cukα ângulo de reflexão sobre fonte de incidência (difratometria de raio-X)
a parâmetro do material (OLIVEIRA, 2001)
a
r
aceleração radial no modelo centrífugo
B parâmetro de poropressão
b parâmetro do material (OLIVEIRA, 2001)
B
q
coeficiente de poropressão
C
c
índice de compressão
cps intensidade
C
R
razão de compressão
C
s
índice de descompressão
c
v
coeficiente de adensamento
c
vm
coeficiente de adensamento do modelo
c
vp
coeficiente de adensamento do protótipo
D diâmetro do penetrômetro
D
10
diâmetro da amostra cuja porcentagem que passa é 10% do total
d
50
diâmetro médio das partículas de solo
D
EFET
diâmetro efetivo (fórmula de Hazen)
D
r
densidade relativa inicial
D
ri
densidade relativa inicial
e índice de vazios
e
0
índice de vazios inicial
e
f
índice de vazios final
e
max
índice de vazios máximo
e
min
índice de vazios mínimo
F
1
força inercial que age no modelo centrífugo
f
1
freqüência de rotação da centrífuga
f
2
freqüência de rotação do motor
F
r
razão da atrito
g aceleração da gravidade
G gravidade
G
S
massa específica dos sólidos
H altura da camada adensada
xv
h altura
h
f
altura final
h
i
altura inicial
h
m
altura do modelo
H
m
altura do modelo
h
p
altura do protótipo
H
p
altura do protótipo
I
P
índice de plasticidade
k coeficiente de permeabilidade
m massa do modelo em centrífuga
M massa do protótipo
N fator de escala
NP não plástico
N
q
capacidade de carga
N
SPT
número de golpes no ensaio de SPT
p
2
31
σσ
−
p'
2
''
31
σσ
−
q
2
31
σσ
+
q
t
resistência de ponta em ensaio de CPT
q
und
resistência não-drenada mínima de ensaio
r raio do modelo centrífugo
r
2
raio do motor
R
t
raio no topo do modelo
S grau de saturação
S
u
resistência não drenada
t tempo de adensamento
t
m
tempo de adensamento do modelo
t
p
tempo de adensamento do protótipo
T
v
grau de adensamento
u poropressão
V velocidade adimensional
xvi
v velocidade de penetração
V
i
volume inicial
v
t
velocidade tangencial no modelo centrífugo
w teor de umidade
W peso do protótipo
w
f
teor de umidade final
w
i
teor de umidade inicial
w
ot
teor de umidade ótima
Z profundidade
z profundidade
γ
n
densidade natural do solo
∆P perda de material ao fogo
∆σ
d
tensão desviadora
η parâmetro do material (OLIVEIRA, 2001)
ρ densidade
ρ
d
densidade específica aparente
ρ
df
densidade específica aparente seca final
ρ
di
densidade específica aparente seca inicial
ρ
dmax
densidade específica aparente máxima
ρ
dmédio
densidade específica aparente seca média
ρ
max
densidade seca máxima
ρ
min
densidade seca mínima
σ
1
tensão principal maior
σ'
1
tensão principal maior efetiva
σ
3
tensão principal menor
σ'
3
tensão principal menor efetiva
σ
c
tensão confinante
σ
n
tensão normal
σ
v
tensão total vertical
σ'
v0
tensão efetiva vertical
σ
vm
tensão total vertical no modelo
σ'
vm
tensão de sobreadensamento ou de pré-adensamento
σ
vp
tensão total vertical no protótipo
Τ tensão cisalhante
xvii
φ' ângulo de atrito efetivo
ω velocidade angular da centrífuga
ω parâmetro do material (OLIVEIRA, 2001)
1
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO
1.1. Motivação
As barragens de rejeito têm, por única destinação, a contenção de rejeitos oriundos da
mineração. Em geral são barragens construídas em etapas, com um barramento inicial
construído da mesma forma que as barragens tradicionais e alteada com o próprio rejeito
produzido. Normalmente este alteamento é feito pela técnica de hidromecanização ou
aterro hidráulico.
Como o processo de exploração de minério de ferro em geral produz dois tipos de
rejeitos, um mais granular e outro mais fino, mais conhecido por lama, o granular é usado
como material para os alteamentos e como elemento de contenção da lama. Logo, o
projeto de barragens para esses tipos de rejeitos deve contemplar as características
desses dois materiais.
A característica dos materiais é obtida através de ensaios realizados em laboratório ou
(até mesmo) em ensaios de campo, ensaios estes desenvolvidos para solos e não
rejeitos. Logo, alguns parâmetros importantes podem estar sendo mascarados durante
tais ensaios, principalmente os de campo que distinguem os solos pelo seu
comportamento drenante.
A definição do comportamento drenante ou não de um solo está muito baseada na sua
granulometria e na condutividade hidráulica. Os rejeitos, porém, possuem sua fração fina
quase sem argilo minerais e condutividade hidráulica frequentemente situada dentro da
faixa considerada de permeabilidade intermediária, que varia entre 10
-8
m/s e 10
-5
m/s. Isso
influencia diretamente na compressibilidade e resistência dos mesmos. É visando um
melhor entendimento do comportamento real dos rejeitos, principalmente as lamas, que o
presente trabalho se desenvolve.
1.2. Objetivos
2
O objetivo principal deste trabalho é buscar, através do uso de modelagem centrífuga,
antecipar se o comportamento dos rejeitos seria drenado ou não, podendo se situar na
transição entre eles, evitando assim a ocorrência de drenagem parcial durante os ensaios
de penetração de campo.
Dificuldades de interpretação de ensaios in situ são encontradas diante da possível
ocorrência de drenagem parcial, correspondendo a uma trajetória de tensões
intermediária às condições drenadas e não-drenadas, introduzindo incertezas na
estimativa de parâmetros constitutivos. A influência da drenagem na estimativa de
parâmetros por meio de ensaios de campo é, portanto, um aspecto considerado
importante no projeto de áreas de deposição de resíduos.
1.3. Estrutura da Dissertação
O presente trabalho consta de 7 capítulos, sendo este o primeiro, assim divididos:
♦ O 2º capítulo aborda a revisão bibliográfica, que visa o maior entendimento do
comportamento das barragens de rejeitos e das ferramentas de investigação
em laboratório utilizadas;
♦ O 3º capítulo aborda o processo de coleta e as análises iniciais de
caracterização, análises química e difratométrica, e estimativas de
permeabilidade realizadas nos rejeitos, definindo assim o que será utilizado ao
longo da dissertação;
♦ O 4º capítulo aborda alguns ensaios de laboratório executados para a
determinação das características de resistência, permeabilidade e
compressibilidade, bem como a metodologia para a confecção das amostras
por elas analisadas;
♦ O 5º capítulo resume todos os procedimentos e resultados obtidos nas
análises centrífugas;
♦ O 6º capítulo apresenta uma conclusão global, comparado os resultados
obtidos nos capítulos de 3 a 5, e propõem temas para pesquisas futuras;
♦ O capítulo final apresenta as bibliografias consultadas para a execução deste
trabalho.
3
CAPÍTULO 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1. Considerações Iniciais
Este capítulo que tem como objetivo apresentar algumas informações básicas que
nortearam o desenvolvimento da pesquisa, no que diz respeito às características físicas,
de disposição e origem do material em barragens de rejeito. As questões ambientais que
envolvem a construção, operação e desativação das barragens de rejeito não são escopo
da pesquisa e não serão, portanto, abordadas.
Serão também abordadas informações acerca do local estudado e os resultados de
ensaio de campo disponíveis, resultados esses que permitirão uma comparação da
modelagem em laboratório com o comportamento real. Os dados referentes a ensaios de
campo e laboratório, a partir de amostras indeformadas, foram obtidos em relatório
técnico disponibilizado pela empresa ou em bibliografias atualizadas sobre o depósito em
estudo.
Toda a pesquisa está direcionada para avaliar se o comportamento dos rejeitos é de fato
não drenado (característica dos materiais finos), comportamento este considerado em
projetos de barragem de rejeito. Caso este fato não seja verificado, as premissas de
projeto poderão ser alteradas, principalmente no que se refere às características de
resistência, levando a um aprimoramento dos projetos atuais, com eventual economia e
aumento de área de disposição.
A parte final do capítulo é destinada às técnicas de ensaio avançadas utilizadas na
pesquisa, apresentando características e ensaios relacionados.
2.2. Barragens de Rejeito: Breve Histórico
Os minerais fazem parte dos recursos naturais de um país. Como as matérias-primas
minerais possíveis de serem utilizadas diretamente ou transformadas pela industria
encontram-se distribuídas de maneira escassa na crosta terrestre, cabe às empresas de
4
mineração realizarem pesquisa mineral em áreas previamente selecionadas, com base
nas informações geológicas, em busca de depósitos de potencial interesse econômico.
Quando esta pesquisa apresenta condições tecnológicas e econômicas de
aproveitamento, tem-se finalmente uma jazida mineral.
Historicamente, existem registros de que, 400 anos antes da Era Cristã, os egípcios já
recuperavam ouro a partir de depósitos aluvionares, usando processos de separação por
gravidade. A partir do século XVIII, com a invenção da máquina a vapor (início da
revolução industrial), ocorreram inovações mais significativas na área de tratamento de
minérios. Por volta da metade do século XIX, a mineração se limitava praticamente à
mineração de ouro, cobre e chumbo. A evolução dos processos de beneficiamento de
minério sofreu grande impulso no final do século XIX e início do século XX. O
desenvolvimento de equipamentos maiores, métodos de extração mais eficientes e a
otimização de processos através da automação e computação, levaram o processo de
beneficiamento ao nível que conhecemos hoje.
São conhecidas atualmente cerca de 1550 espécies minerais distintas, sendo que apenas
20 encontram-se no estado nativo. Os demais minerais apresentam-se na natureza como
compostos, ou seja, associados a mais de um elemento químico. O preço de mercado de
um determinado mineral está condicionado a um elevado número de variáveis, entre elas
a complexidade na lavra e beneficiamento. Como freqüentemente um bem mineral não
pode ser utilizado como se apresenta na natureza, sua obtenção passa por diversos
processos, originando materiais de descartes, conhecidos como rejeitos.
Logo, este subproduto é conseqüência inevitável dos processos de tratamento a que são
submetidos os minérios, sendo gerados, paralelamente, ao produto de interesse. Esses
rejeitos, que são produzidos em grande quantidade, afetam de forma qualitativa e
quantitativa o meio ambiente, gerando uma preocupação cada vez maior nas empresas,
que buscam minimizar os impactos ambientais e os custos associados aos processos de
disposição e contenção desse material.
Tendo em vista a quantidade de rejeito gerado, torna-se imprescindível à utilização de
processos sistemáticos de disposição. Desta forma, apesar de não possuírem ainda valor
econômico direto, os rejeitos têm sido alvo de grande interesse por parte das empresas
5
do setor de mineração, que vêm procurando novas alternativas de disposição desses
materiais, de forma mais econômica e segura. Dentre os diversos métodos de disposição
tem-se verificado uma preferência das mineradoras brasileiras pela disposição em
superfície, através de barragens (ESPÓSITO, 2000). Essas barragens podem ser
construídas em etapas, com alteamentos sucessivos, conforme figura 2.1, e ao longo do
tempo de uso, sendo que, em muitos casos, o próprio rejeito se constitui como material de
construção.
Figura 2.1: Tipos de alteamento em barragem de rejeito
6
2.3. Processo de Disposição
2.3.1. Disposição por Via Hidráulica
Durante todo o processo, grande parte do material que entra na planta de beneficiamento
não é aproveitado, dando origem aos chamados rejeitos de mineração. Em função do tipo
de minério processado e dos tratamentos adotados, podem ser encontrados rejeitos com
as mais diversas características geotécnicas, físico-químicas e mineralógicas. Tais
materiais devem ser dispostos de maneira segura a não causar danos ambientais, sendo
os métodos de disposição variáveis. O destino final, no entanto, não ocorre de forma
trivial. Grandes barragens são construídas com a finalidade de contenção, sendo sua
estrutura bastante diferente das barragens de armazenamento de água e geração de
energia. Tais barragens são construídas pela própria mineradora, sendo aumentadas
conforme a necessidade de estocagem, e devem permanecer estáveis por períodos de
tempo normalmente superiores à própria vida útil da mina.
Os métodos de disposição se apresentam como um importante fator no atípico
comportamento geotécnico das barragens de rejeito, em relação às barragens de terra
convencionais. Durante a deposição, diferentes regiões do depósito podem apresentar
características granulométricas, mineralógicas e estruturais diferentes, em função das
variáveis que controlam o processo de descarga desses rejeitos. VICK (1983) chama a
atenção para o fato de que um projeto racional de barragens de rejeito deve considerar
não apenas as características da fração sólida da polpa, mas também as características
químicas do efluente líquido.
As operações de beneficiamento de minérios produzem rejeitos úmidos (polpa) cujo meio
de transporte mais viável e econômico é por via hidráulica. Esses rejeitos podem ser
depositados através de técnica de aterros hidráulicos, que nada mais são do que aterros
construídos pela técnica de hidromecanização, ou seja, construído por um conjunto de
processos que envolvem o transporte e a disposição de sólidos com auxílio de água
(CRUZ,1996).
Segundo GRISHIN (1982), esta forma de aterro possui algumas vantagens e
desvantagens. As vantagens, em comparação com as técnicas convencionais, são:
♦ Alta taxa de construção (cerca de 200.000m
3
por dia);
7
♦ Possibilidade de construção de aterro submerso;
♦ Simplicidade nos mecanismos utilizados;
♦ Menos trabalho humano;
♦ Custo unitário menor.
Algumas desvantagens podem também ser relatadas:
♦ Maiores exigências em relação à composição do solo, o que nem sempre pode
ser alterada;
♦ Maiores cuidados nos casos em que a polpa é transportada em tubulação sob
pressão;
♦ Tubulações metálicas, sujeitas a desgaste tanto por fenômeno físicos quanto
por fenômenos químicos, e que devem sempre estar em boas condições.
A técnica de aterro hidráulico gera um processo de deposição em que partículas de
diferentes tamanhos são depositadas em diferentes distâncias, em relação ao ponto de
lançamento. Assim, a praia possuirá uma área de concentração de grãos maiores próxima
ao ponto de descarga e uma área de material mais fino e menos denso mais longe deste
ponto, ou seja, o tamanho médio dos grãos decresceria e o coeficiente de uniformidade e
a quantidade de finos aumentaria com a distância em relação ao ponto de lançamento,
conforme pode ser observada na figura 2.2. A este fenômeno dá-se o nome de
segregação hidráulica. Neste processo, a água e os grãos se comportam como fases
diferentes e independentes, sendo a polpa denominada de polpa segregada. O
entendimento das interações entre a dinâmica do fluido e as propriedades da camada é
um fator essencial para a elaboração de um projeto racional de aterros hidráulico, visto
que o a dinâmica deste fluxo é a base do processo de deposição nas praias. Este
fenômeno não ocorre para algumas polpas, apresentando aterros com características
granulométricas praticamente constantes.
8
Figura 2.2: Segregação hidráulica em barragens de rejeito (SARSBY, 2000)
Outro ponto a se destacar é a densidade dos aterros depositados hidraulicamente. Uma
densidade alta é essencial para a estabilidade da estrutura, tanto sob condições estáticas
quanto dinâmicas. Os parâmetros que gerenciam as condições de estabilidade se
encontram relacionados diretamente com a densidade in situ do aterro hidráulico,
principalmente quando esse for granular. MITCHELL (1988) considera que os aterros
hidráulicos de materiais não coesivos possuem muitas vezes baixa densidade, resistência
não muito alta e alto potencial de liquefação, necessitando portanto de uma maior
densificação, de forma a melhorar as suas características geotécnicas. Para tanto, um
projeto que vise maximizar a densidade do aterro deve incluir a determinação das
condições do fluxo para a criação de camadas com alta densidade e determinação dos
parâmetros de descarga apropriados que induzam a uma condição de fluxo adequada.
De forma geral, na técnica de aterro hidráulico, o material é transportado por meio de
tubulações, por bombeamento ou gravidade, e lançados por meio de canhões ou
hidrociclones. Por meio de canhões, o lançamento pode ser feito por um sistema com
pontos de lançamento uniformemente espaçados ou por um único canhão, relocando-o
sempre que haja a necessidade de troca de ponto de lançamento.
Já os hidrociclones podem ser utilizados em duas etapas do processo. Quando instalados
próximos à barragem, têm por objetivo separar o material em granulometrias diferentes,
conhecidas por underflow (parte mais grossa do rejeito) e overflow (partículas mais finas e
que incorpora a maior parte da água após o processo de ciclonagem). Quando instalados
junto à usina de beneficiamento, além de separar as frações, o processo de ciclonagem
dos rejeitos tem a função de retirar o excesso de água da polpa, de forma que a mesma
possa ser reaproveitada nos processos de beneficiamento Os hidrociclones podem ser
9
associados aos canhões para lançamento dos rejeitos no corpo de barragem. Devido às
características de cada um dos subprodutos, o material é lançado em diferentes regiões.
Assim sendo, o rejeito granular é bastante utilizado como material de construção da
estrutura da barragem, enquanto a lama é lançada diretamente no reservatório.
O transporte de rejeitos, principalmente os granulares, úmidos por via hidráulica é mais
econômico do que em caçambas, correias transportadoras ou outros métodos de
transporte a seco. Desta forma, a construção de barragens de rejeito com a utilização
desta técnica tem sido a opção adotada pelas empresas mineradoras. Pode-se dizer,
portanto, que as aplicações das estruturas de aterro hidráulico em mineração ocorrem
pela necessidade de se dispor os rejeitos de uma forma mais econômica, resultando em
barragens cada vez maiores.
2.3.2. Disposição de Rejeitos Granulares
Os rejeitos ditos granulares são na sua maioria não coesivos e com características
favoráveis de resistência e permeabilidade. Essas características são fundamentais para
os projetos de barragens, uma vez que estes materiais são comumente utilizados como
material de construção, conforme pode ser visto na figura 2.3, e utiliza-se da técnica de
aterro hidráulico para sua deposição.
Figura 2.3: Utilização de rejeito como material de construção do barramento (SARSBY,
2000)
10
Apesar desta classificação se dar pela granulometria arenosa destes rejeitos, os mesmos
não podem ser considerados como tal, visto que suas características mineralógicas,
geotécnicas e físico-químicas variam em função do tipo e da forma de processamento do
minério, atribuindo características bastante peculiares a cada rejeito.
A viabilidade de uso como material de construção de barragens está associada
diretamente às características geotécnicas desses materiais. O estado da prática das
mineradoras tem demonstrado que rejeitos granulares utilizados como material de
construção dos barramentos pode dar uma excelente resposta quando sua utilização é
controlada geotecnicamente. Isso significa que quando esse controle é eficaz, o uso
desses rejeitos granulares na formação do próprio barramento da barragem de rejeito
tende, cada vez mais, a se incorporar à tecnologia de construção dessas estruturas
(ESPÓSITO, 2000).
A utilização, sem sucesso, desse rejeito como material de construção das barragens,
sinaliza um projeto inadequado, seja ele na geometria do problema ou na determinação
das características mecânicas do material do barramento ou do material que está ali
depositado. Diferentemente dos solos reais, os rejeitos são de formação recente e,
muitas vezes lançados logo após sua geração. Portanto, o seu comportamento deve ser
definido através de estudos fundamentados na Mecânica dos Solos, mas considerando-se
as suas peculiaridades.
Quando se trata de estudar o comportamento de rejeitos de granulometria arenosa nos
reportamos ao comportamento de areias. Para os carregamentos aplicados, seu
comportamento pode ser considerado drenado, com rápida dissipação de poropressões,
devido à alta permeabilidade que estes apresentam. Quando cisalhado, apresentam
comportamento diferente que varia de acordo com o grau de compacidade que estes se
encontram. Quanto às deformações, elas ocorrem em geral com a movimentação relativa
entre os grãos. Para altas tensões, a quebra dos mesmos passa a ter importância
significativa, mesmo estes grãos sendo de minerais resistentes como ferro por exemplo.
Apesar da maioria dos carregamentos aplicados desenvolverem um comportamento
drenado nos rejeitos granulares, podem ocorrer situações onde este apresenta
comportamento não-drenado. No caso de barragens executadas por aterro hidráulico,
11
ocorre a formação de estruturas fofas, que associadas a carregamentos rápidos, sismos
ou até mesmo a equipamentos utilizados no trabalho (retroescavadeiras, caminhões, etc.)
pode gerar uma situação de carregamento não-drenado e levar a estrutura à ruptura por
liquefação. Isso ocorre devido à geração de altos valores de poropressão que se igualam
à tensão total, levando a resistência do material a um valor nulo.
2.3.3. Disposição de Rejeitos Finos
Alguns depósitos de rejeitos finos de mineração, embora fabricados, apresentam
comportamento semelhante a depósitos naturais de solos moles, pois possuem alta
compressibilidade e baixa permeabilidade. Isso permite aplicar os conhecimentos sobre
solos moles nos depósitos de rejeito fino, ajudando na explicação do comportamento dos
mesmos.
Os rejeitos finos são materiais, em geral, constituídos basicamente das frações silte e
argila. Convencionalmente são depositados em forma de lama, e transportados por canais
ou tubulações.
Ao se dispor os rejeitos finos, quatro fenômenos físicos podem ocorrer: sedimentação,
adensamento, ressecamento e, eventualmente, desaturação. A ocorrência destes
fenômenos, isolados ou em conjunto, depende de vários fatores, sendo o método de
disposição um deles.
O método convencional de disposição descarta a lama na sua forma natural, ou seja,
lama fluida de baixa densidade, com baixo teor de sólidos e grande quantidade de água,
sem espessamento e sem adição de aglomerantes. A disposição é feita de forma
contínua e grandes áreas são ocupadas, o que requer diques ou barragens para sua
contenção. Como dito anteriormente, seu lançamento é normalmente executado por meio
de canhões ou hidrociclones (overflow).
Os rejeitos finos, no processo convencional, podem permanecer saturados por anos se a
água resultante do processo de sedimentação e adensamento não for eliminada, seja por
evaporação ou sistema de drenagem. Logo são necessários grandes reservatórios para
garantir o confinamento e a segurança dos depósitos.
12
Outros métodos alternativos de disposição de rejeito fino são também utilizados. Eles têm
em comum a modificação da consistência inicial da lama antes do descarte, com o
propósito de otimizar os volumes a serem depositados e aumentar a segurança da
barragem. São eles:
♦ Disposição em Lama Espessada: os rejeitos são espessados na planta, com
adição de floculante, num teor de sólidos de, aproximadamente, 40%, e
transportados até a área de disposição onde são descartados de uma posição
elevada a fim de formar um talude e obter a máxima superfície exposta à
evaporação;
♦ Disposição em Pasta: o rejeito em pasta é definido como uma mistura densa e
viscosa de rejeito e água, onde a separação entre as frações sólido e água é
mínima. À partir do lançamento, o rejeito passa pelos processos de
adensamento e ressecamento, com ciclos de lançamento otimizados para que
o ganho de resistência e a densificação do rejeito seja alcançada;
♦ Disposição pelo método Subaéreo: o rejeito é depositado em finas camadas,
permitindo seu adensamento e drenagem antes do lançamento da camada
seguinte, aumentando a densificação e, conseqüentemente, a resistência do
depósito.
A utilização de espessadores, filtros e meios de transporte diferenciados tornam os
métodos alternativos onerosos se comparados com o método convencional, mesmo sem
acrescentar os custos com o uso de floculantes e ligantes.
Qualquer que seja o método de disposição a ser utilizado é importante que a escolha se
fundamente numa argumentação racional, utilizando toda a tecnologia disponível para o
desenvolvimento do projeto. Isto inclui o entendimento das características e das restrições
de cada técnica de disposição, bem como a caracterização do próprio rejeito, aliadas à
comparação das mesmas em uma determinada situação. Desta forma é possível
melhorar a qualidade dos sistemas de disposição, além de aumentar as garantias de
segurança e vida útil dos depósitos (LIMA, 2006).
13
2.3.4. Característica de Rejeitos de Minério de Ferro
Os rejeitos em geral apresentam características mineralógicas, geotécnicas e físico-
químicos variáveis, em função do tipo de minério e do próprio processo de beneficiamento
adotado. Estes materiais apresentam partículas de granulometria dispersa, variando de
areia a colóide, tendo a fração areia características irregulares devido aos processos de
britagem e moagem.
No caso dos rejeitos de minério de ferro a densidade dos grãos (G
s
) é condicionada à
presença do elemento ferro, tendendo a aumentar com o acréscimo do teor deste no
mesmo. Este fato é esperado, pois a densidade dos grãos de ferro (5,25) é superior à
densidade dos grãos de solos convencionais, acarretando um aumento ao peso
específico dos rejeitos. Este aumento também é observado quanto mais próximo do ponto
de lançamento se está, pois as partículas mais pesadas tendem a ser depositadas
primeiro.
Analisando a compacidade destes rejeitos, PRESOTTI (2002) realizou ensaios de
determinação dos índices de vazios mínimos (por via úmida e seca) e máximos (apenas
por via seca). De acordo com os resultados obtidos pelo autor, verifica-se que o valor do
índice de vazios tende a aumentar com o aumento do teor de ferro e com a diminuição do
diâmetro dos grãos, independente do método utilizado. Esta influência pode estar
relacionada não somente ao efeito do diâmetro das partículas, mas também ao efeito da
densidade, rugosidade e angulosidade das mesmas, devido aos processos que geram
estes rejeitos.
LOPES (2000), a partir dos parâmetros de resistência e dos valores de porosidade em
diferentes amostras, apresentou uma relação de dependência entre estes parâmetros e a
granulometria do material. A partir de análises experimentais, verificou que o teor de ferro
e a granulometria tendem a influenciar no ângulo de atrito do rejeito, mostrando que
materiais mais grossos e consequentemente com maiores teores de ferro tendem a
apresentar ângulos de atrito maiores, para uma mesma porosidade inicial. Ao se variar a
porosidade, observa-se que o ângulo de atrito decresce com o aumento desta.
Neste contexto, verifica-se a importância da análise dos parâmetros geotécnicos
vinculados ao comportamento das barragens de rejeito. A análise das características dos
14
rejeitos associados aos diferentes processos de disposição tem revelado a importância
destas investigações na melhoria da qualidade destas estruturas.
MILONAS (2006) destaca importância dos estudos no processo de deposição de rejeitos,
procurando simular em laboratório a condição na qual os rejeitos são submetidos. Para
tanto, utilizou um equipamento de simulação de deposição hidráulica (denominado
ESDH), capaz de simular o efeito das variáveis de lançamento, vazão e concentração no
processo de formação dos aterros hidráulicos utilizando rejeito de minério de ferro e
criando uma metodologia diferenciada de obtenção de amostras, pois se verifica que as
técnicas de amostragem de campo hoje não são eficientes para este tipo de material.
Ensaios triaxiais mostraram que o ângulo de atrito destas amostras apresentava-se
apenas 4º menores do que valores medidos em amostras indeformadas, validando este
tipo de simulação e amostragem.
Apesar de todos os estudos já realizados, as diferenças nos métodos de beneficiamento,
tipos de minério, composição mineralógica dos rejeitos, processos de deposição, entre
outras particularidades, ainda representam um grande desafio no domínio da técnica da
disposição de rejeitos.
2.4. Barragem de Germano
O presente trabalho desenvolve-se em regime de cooperação com a Samarco Mineração
S.A. (união entre a Samitri Mineração e Marcona Corporation). Seu controle acionário
atual pertence a CVRD – Companhia Vale do Rio Doce – e a BHP Brasil, sendo que cada
uma delas detém 50 % do controle acionário. Em seu processo de beneficiamento, realiza
a concentração de itabirito por meio de flotação, minério esse que há bem pouco tempo
não era explorado devido ao baixo teor de ferro e granulometria fina.
A companhia mantém duas usinas industriais em diferentes estados brasileiros. As
atividades de lavra, beneficiamento, transporte, pelotização e embarque são realizadas de
forma integrada entre a usina de Germano, localizada no município de Mariana, MG, e a
15
usina industrial de Ponta Ubu, em Anchieta, ES. A figura 2.4 apresenta uma vista da usina
de Germano, de onde foram retirados os rejeitos utilizados na presente dissertação.
O concentrado do minério de ferro é transportado, em forma de polpa, por um mineroduto
de 396km de extensão, ligando as duas usinas. A localização da usina de pelotização, no
litoral, permite que a empresa mantenha e opere um porto próprio por onde escoa a sua
produção, destinada aos mercados europeu, asiático, africano e americano.
Figura 2.4: Unidade de Germano
2.4.1. Processo de Produção
O processo de produção da Samarco começa na usina de Germano, onde o itabirito é
lavrado na mina de Alegria. O ferro ocorre em uma espessa seqüência de formações
ferríferas sedimentares metamorfizadas em itabirito. Os principais minerais presentes são
a hematita, goethita (limonita), hematita especular e magnetita. O quartzo e os silicatos
são removidos da superfície por intemperismo, devido à lixiviação preferencial da sílica o
que levou à concentração dos óxidos de ferro no minério residual.
De forma resumida, o processo segue as seguintes etapas:
16
♦ Britagem e peneiramento, realizado em circuito fechado de dois estágios,
aonde o produto bruto é quebrado em frações menores de forma a ser melhor
aproveitado nas etapas subseqüentes;
♦ Concentração, cujo processo consta de moagem em dois estágios (pré-
primária e primária); classificação / deslamagem; flotação convencional;
remoagem; flotação em coluna; flotação em coluna de finos (recleaner),
finalizando com a operação dos espessadores.
Os rejeitos que compõe a barragem possuem origens distintas e sua composição
depende principalmente da distância da fonte de lançamento e do processo de produção.
O rejeito fino se origina no processo de flotação em coluna (recleaner), limpeza da usina e
nos espessadores, sendo misturado à água de extravasamento do sistema de produção.
Já os rejeitos granulares são gerados durante o processo, especificamente na flotação
convencional e no “tankcell”.
2.4.2. Processo de Disposição
A barragem de Germano (figura 2.5) teve sua construção executada em etapas, seguindo
a necessidade de áreas para depósito de rejeitos. Sua altura está próxima aos 120
metros. Além desta barragem, a empresa utiliza uma cava exaurida (Cava do Germano)
para depósito exclusivo de rejeito granular e uma ampliação à jusante da barragem de
germano para depósito também deste tipo de rejeito.
Figura 2.5: Vista panorâmica da Barragem de Germano
17
O referido depósito formou-se pelo lançamento dos rejeitos, de forma convencional, entre
os anos de 1976 e agosto de 2003. Dessa forma, o rejeito arenoso era depositado à
montante da barragem principal, sendo posteriormente drenado e utilizado como material
de construção dos alteamentos da barragem. Já o rejeito fino, ou lama, era lançado na
região mais distante da barragem principal e formando o lago, sofrendo os efeitos de
sedimentação e adensamento. Esses processos melhoram a segurança do dique principal
ao longo da sua vida útil.
Com o aumento significativo da produção mineral e, conseqüentemente, com o aumento
da geração de rejeitos, em agosto de 2003 a empresa optou pela divisão da área de
disposição em sistemas de baias e implementação de processo de ressecamento deste
material nas baias. Com isso, os volumes de acumulação seriam otimizados e a área
poderia ser reabilitada em um período de tempo inferior ao processo de disposição
convencional. Este processo mudou de forma significativa a deposição ao longo do
depósito, pois o rejeito não sofreria o processo de sedimentação e adensamento em
apenas um único local, seguindo os seguintes passos:
♦ Deposição inicial à montante do dique auxiliar, aonde sofreria o processo de
sedimentação e adensamento, passando de 20% de teor de sólidos iniciais à
40%;
♦ Após esse processo, seria dragado em direção a uma baia que receberia os
rejeitos do dique auxiliar, aonde o material passaria pelos processos de
adensamento e ressecamento, com teor de sólidos ao final de 80%.
A divisão entre baias é executada com rejeito granular e também serve de via de acesso
para os demais pontos da barragem.
O projeto de ressecamento da lama foi abandonado em setembro de 2005 e a partir
dessa data não se manteve nenhuma baia experimental. O rompimento de um dos diques
das baias foi o fator determinante para a interrupção desse processo, porém o projeto já
estava se tornando inviável uma vez que as áreas disponíveis não eram suficientes para
permitir o ressecamento do material, bem como o tempo de exposição necessário de
cada camada de lama não era compatível com o volume gerado desse material.
Permaneceu, porém, a divisão da barragem em baias.
18
Essas mudanças de conformação, disposição, além das próprias mudanças no processo
de beneficiamento geram disparidades no que se refere às características do rejeito
disposto. Isso não só compromete as características físicas finais, como também alteram
sua composição química.
2.4.3. Ensaios de Campo
Apesar do reservatório ter sofrido modificações ao longo de sua vida, os alteamentos não
são os únicos responsáveis pela característica heterogênea na barragem. Ensaios de
campo realizados ao longo de toda a barragem comprovam que o rejeito nela depositado
apresenta grande variabilidade, alternando camadas de materiais de granulometria mais
fina com outros de granulometria não tão fina. Ocorre até a presença de materiais
granulares dentro do depósito.
Tomando como exemplo uma série de ensaios de campo e laboratório executados em
janeiro /2006 na baia 4, o perfil de SPT típico em um ponto no interior da baia se
apresenta conforme a figura 2.6.
A análise deste perfil nos fornece valores de N
SPT
baixos nos primeiros 9 metros de
profundidade (de 0 a 4). Esta faixa de valores indica a existência de materiais de média
ou baixa resistência (areia ou siltes arenosos fofos possuem N
SPT
< 4; argilas e siltes
argiloso muito moles apresentam N
SPT
<2). A partir dos 11 metros este valor passa a ser
pouco maior, com alternância entre 3 e 8, aumentando à medida que se aprofunda o furo.
Isso mostra a presença de horizontes distintos.
Os ensaios de CPTu nos fornecem resultados similares. As figuras 2.7 e 2.8 apresentam
os perfis de resistência de ponta corrigida, razão de atrito e poropressão obtidos próximo
ao ponto de sondagem, na área central do depósito da baia 4.
19
Figura 2.6: Perfil de sondagem (adaptado de LIMA, 2006)
20
Figura 2.7: Ensaio de CPTu – Perfil de resistência de ponta e razão de atrito (adaptado de
LIMA, 2006)
Figura 2.8: Ensaio de CPTu – Perfil poropressão gerada e de coeficiente de poropressão
(adaptado de LIMA, 2006)
21
O perfil de solo apresenta faixas distintas de comportamento, compreendidas entre as
cotas de 903,50 e 897m, entre 897 e 894 e entre 894 e 889,55m. O primeiro terço do
perfil (de 0 a 8m) mostra materiais com baixos valores de resistência de ponta (q
t
) e
excesso de poropressão gerados (u
2
). A geração de excesso de poropressão esta
associada à ocorrência de camadas de granulometria fina, e conseqüentemente com
baixa condutividade hidráulica. Tal comportamento também pode ser observado na
variação do coeficiente de poropressão (B
q
).
Nos últimos dois terços o depósito apresenta resistência de ponta mais elevada,
intercalada por lentes de menor valor de resistência. Ainda nestes dois últimos terços, o
excesso de poropressão gerado (u
2
) apresenta um comportamento distinto, apresentando
no terço médio coeficientes de poropressão baixos, ou seja, comportamento de material
drenante, e no terço inferior volta a apresentar excessos de poropressão de camadas de
granulometria mais fina. A presença de picos e vales sucessivos no ensaio de piezocone
é conseqüência de estratos delgados de materiais diversos, o que se reflete na
heterogeneidade dos materiais da barragem.
Diversos ábacos foram desenvolvidos de forma a permitir a classificação do solo através
dos resultados dos ensaios de piezocone. ROBERTSON et al.(1990), propõem duas
formas de se classificar o material, mostrado na figura 2.9. Ambos dependem da
resistência de ponta para a classificação, sendo que o primeiro utiliza os valores
referentes ao coeficiente de poropressão (B
q
) enquanto que o segundo nos fornece a
classificação através dos valores de razão de atrito (F
r
).
22
Figura 2.9: Proposta de classificação para ensaios de CPTu (ROBERTSON et al., 1990)
Pela estrutura mostrada nos gráficos das figuras 2.7 e 2.8, duas zonas estratigráficas
diferenciadas se fazem presente, uma até 8metros de profundidade e outra a partir daí.
Para se classificar o material, um valor médio das variáveis envolvidas deve ser obtido e
seu valor utilizado para a avaliação nos ábacos. A tabela 2.1 resume os valores para as
duas camadas de material identificadas, bem como sua classificação para os dois ábacos.
Tabela 2.1: Classificação através de resultados de CPTu
Classificação Camada q
t
(MPa) F
r
(%) B
q
Ábaco 1 Ábaco 2
1 1 1 0,4 Argila Argila siltosa a silte argiloso
2 3 1 0,2 Argila siltosa a silte argiloso Silte arenoso a areia siltosa
23
Amostras indeformadas coletadas em tubo tipo Shelby, restritas a regiões próximas ou
sobre o dique que divide as baias (por razões técnicas e operacionais), indicou que as
lentes de matérias se apresentam como misturas de diferentes frações de rejeito,
conforme mostra a tabela 2.2.
Tabela 2.2: Resultado de ensaios Geotécnicos provenientes de amostragem indeformada
(adaptado de LIMA, 2006)
Elevação
(m)
Prof. Shelby
(m)
γ
n
*
(kN/m
3
)
w*
(%)
Gs
Areia
(%)
Silte
(%)
Argila
(%)
IP
(%)
904,5 – 903,9 0,50 – 1,10 - - - - - - -
903,5 – 902,9 1,50 – 2,10 - - - - - - -
902,5 – 901,9 2,50 – 3,10 23,65 17,97 3,326 41 53 6 7
901,5 – 900,9 3,50 – 4,10 18,98 19,25 2,949 36 61 3 8
900,5 – 899,9 4,50 – 5,10 21,80 17,57 3,320 30 66 4 4
899,5 – 898,9 5,50 – 6,10 22,70 17,65 3,131 47 50 3 6
898,5 – 897,9 6,50 – 7,10 20,03 19,09 2,965*
41* 57* 2* 10*
897,5 – 896,9 7,50 – 8,10 22,60 19,74 2,961 63 35 2 -
896,5 – 895,9 8,50 – 9,10 20,59 20,77 3,000 54 44 2 6
895,5 – 894,9 9,50 – 10,10 23,05 26,60 3,771 4* 72* 24* 9*
894,5 – 893,9 10,50 –11,10 - - - - - - -
893,5 – 892,9 11,50 –12,10 - - - - - - -
892,5 – 891,9 12,50 –13,10 23,67 18,42 3,366*
27* 67* 6* 7*
891,5 – 890,9 13,50 –14,10 23,02 18,67 3,276*
47* 48* 5* 7
890,5 – 889,9 14,50 –15,10 24,13 19,08 3,407 29 62 9 5
889,5 – 888,9 15,50 –16,10 22,52 19,23 3,326*
33* 62* 5* 2
888,5 – 887,9 16,50 –17,10 24,51 17,71 3,338*
37* 57* 6* 7
887,5 – 886,9 17,50 –18,10 - - - - - - -
886,5 – 885,9 18,50 –19,10 25,44 17,56 3,623*
21* 71* 9* 6*
Os valores com asterisco (*) correspondem a valores médios
γ
n
* - Peso específico natural médio; w* - Umidade média;
Gs - Massa específica dos sólidos; I
P
– Índice de plasticidade
24
A classificação granulométrica das amostras indica a predominância de solos silto-
arenosos, sendo a única exceção na elevação de 895,00m, onde identifica-se um solo
classificado como silto-argiloso. Se compararmos esta classificação com a executada
pelo ensaio de piezocone, exceto pela classificação no primeiro ábaco da primeira
camada que a define como argila, as demais se caracterizam como siltes. Como a
classificação pelos ábacos depende diretamente dos pares de valores adotados,
principalmente porque a resistência de ponta encontra-se nas abcissas e em escala
logarítmica como podemos observar na figura 2.9, a classificação por este meio está
sujeita a modificações significativas caso estes valores se alterem.
Em termos de plasticidade, os perfis podem ser identificados como materiais de baixa
plasticidade. Como a fração argila apresenta grande variação ao longo dos horizontes, a
baixa plasticidade está relacionada ao tipo de mineral argílico presente na jazida de
origem. A densidade real dos grão, com média em torno de 3,27, enquadra-se entre os
valores encontrados para rejeitos finos de minério de ferro (LIMA, 2006).
PADULA (2004; apud BOSCOV, 2008) lista as características do rejeito fino obtido na
mesma empresa, conforme tabela 2.3. Suas características se diferem das encontradas
por LIMA (2006), indicando um aumento considerável no peso específico dos grãos.
Tabela 2.3: Características do Rejeito da Samarco Mineração S.A. (BOSCOV, 2008)
Índice de Plasticidade IP (%) Não Plástico
Peso específico aparente γ (kN/m
3
) 19,5 a 26,0
Peso específico dos grãos γ
s
(kN/m
3
) 34 a 39
Índice de Vazios 0,6 a 5,6
PIRES et al. (2003) avaliaram o potencial poluidor destes rejeitos, conforme as normas
NBR 10.004, 10.005, 10.006 e 10.007. Constatou-se que o mesmo é inerte (classe III;
pela atual NBR 10.004/04 ele se enquadraria na classe IIb) e mostraram grande
capacidade deste material na retenção de metais pesados. Os autores atribuíram estas
características ao teor de goetita presente no resíduo, mineral este que apresenta
capacidade de adsorver metais pesados, diminuindo a dispersão de poluentes pela
barragem.
25
As análises acima listadas comprovam o caráter heterogêneo dos depósitos, tanto no que
se refere aos históricos de deposição como na variabilidade dos rejeitos gerados ao longo
do processo de produção, existindo a real necessidade de se estudar esta interação entre
diferentes camadas. As análises correntes costumam estender um comportamento médio
para diferentes camadas, não refletindo a realidade.
2.5. Modelagem centrífuga
2.5.1. Conceitos Gerais
A modelagem física é hoje uma importante ferramenta à disposição da Geotecnia. Sabe-
se também que ela simula um evento real sob condições controladas. Por isso algumas
condições devem ser bem conhecidas para se assegurar a correlação adequada entre os
comportamentos do modelo e do protótipo. Resumindo, a modelagem física nada mais é
do que a criação de um modelo para o entendimento de fenômenos físicos associados a
um problema real.
Dentro da modelagem física, a modelagem centrífuga vem ganhando importância
(SCHOFIELD, 1980) por possibilitar a simulação de diversas situações de interesse da
engenharia com grande economia de tempo e recursos. Esta pode ser empregada para
os mais diversos fins, podendo citar:
♦ Adensamento de solos;
♦ Estimativa da resistência;
♦ Barragens de enrocamento;
♦ Estabilidade em argilas moles;
♦ Muros de conteção e muros de gravidade;
♦ Estruturas Ancoradas;
♦ Túneis;
♦ Escavações profundas;
♦ Fundações (ex. rasas, profundas, grupos de estacas, sistemas de cravação);
♦ Modelagens dinâmicas (ex. terremotos);
♦ Comportamento de aterros;
26
♦ Liquefação em areias;
♦ Modelagens de fenômenos ligados a geotecnia ambiental (ex. transporte de
contaminantes).
De forma simples, a centrífuga geotécnica nada mais é do que um sofisticado aparato
onde amostras de solo podem ser testadas, mantendo os dois aspectos fundamentais
para uma modelagem geotécnica: permite a deposição do solo em camadas e respeita o
fato de que o comportamento do solo é função do estado de tensões e da história de
tensões à qual este já foi submetido.
Em uma modelagem centrífuga o modelo é uma escala reduzida do protótipo e este é o
conjunto, em escala real, de todas as variáveis que se pretende estudar em um problema.
Os eventos no protótipo e no modelo devem ser, portanto, semelhantes. O princípio
básico dos ensaios em centrífuga consiste em submeter o modelo a uma força inercial de
magnitude igual à força gravitacional experimentada pelo protótipo (SCHOFIELD, 1980).
Para entender melhor tal princípio é necessário conhecer as componentes que atuam em
um modelo sujeito à aceleração na centrífuga e compará-lo ao protótipo que se pretende
estudar. Seja a figura 2.10 um esquema de modelo sujeito à aceleração em centrífuga,
onde:
m = massa do modelo;
ω = velocidade angular;
r = distãncia radial entre o centro da centrífuga e o centro de massa do modelo
ν
t
= velocidade tangencial (= rω);
a
r
= aceleração radial (= rω
2
);
F
1
= força inercial que age no modelo (= ma
r
).
27
Figura 2.10: Esquema de um modelo acelerado em centrífuga
Em um protótipo, de forma semelhante, a força gravitacional atua sobre o corpo, sendo
representada pelo peso (W) deste corpo. Para que o modelo represente o protótipo temos
que:
WF =
1
(eq. 2.1)
ou
Mgmr =
2
ω
(eq. 2.2)
onde M é a massa do protótipo e g é a aceleração da gravidade. Se relacionarmos a
massa do modelo com a massa do protótipo por meio de um fator de escala N tal que mN
= M, temos:
Ngr =
2
ω
(eq. 2.3)
Em resumo e observando apenas a equação 2.3, nota-se que em modelos acelerados
dentro da centrífuga e, portanto, submetidos a um campo inercial de aceleração radial, a
gravidade é aumentada N vezes em relação à gravidade terrestre (SCHOFIELD, 1980;
TAYLOR, 1995).
28
Continuando a comparação entre modelo e protótipo, se o mesmo solo é usado em
ambos os casos, e o histórico de tensões são similares, então a tensão vertical de um
elemento de solo a uma profundidade h
m
do modelo deverá ser a mesma que a uma
profundidade h
p
do protótipo (σ
vp
= σ
vm
). Por definição, a tensão vertical de um elemento
de solo em um semi-espaço infinito é:
∫
=
z
v
gdz
0
ρσ
(eq. 2.4)
Isso implica em:
∫∫
=
m
p
h
m
h
p
Ngdhgdh
00
ρρ
(eq. 2.5)
Para que esta equação seja verdadeira, temos que:
mp
Nhh =
(eq. 2.6)
Esta é a lei básica dos modelos centrífugos, mantendo relações de proporcionalidade
entre o campo inercial gerado e as dimensões do protótipo (figura 2.11). A facilidade da
modelagem centrífuga está justamente no fato dos modelos serem acelerados. Dessa
maneira, a técnica viabiliza a utilização de modelos menores e mais baratos.
Figura 2.11: Correspondência entre a tensão inercial em um modelo e a tensão
gravitacional no protótipo (TAYLOR, 1995).
29
No entanto, a grande vantagem desse método para a geotecnia reside na aceleração dos
efeitos dos fenômenos ligados ao adensamento. O fenômeno de adensamento ocorre em
todos os solos porém é mais expressivo nos solos finos, principalmente nas argilas, pois
está diretamente relacionado com a dissipação de poro-pressão. A escala de tempo no
modelo para esses efeitos é extremamente vantajosa, permitindo uma redução
considerável em relação ao protótipo. O grau de adensamento é indicado pelo parâmetro
adimensional T
v
da teoria de Terzaghi, sendo descrito pela equação:
2
H
tc
T
v
v
=
(eq. 2.7)
Como tal parâmetro possui igual valor tanto no protótipo quanto no modelo, podemos
escrever:
22
p
pvp
m
mvm
H
tc
H
tc
=
(eq. 2.8)
Considerando a lei dos modelos centrífugos e admitindo que o coeficiente de
adensamento não varia do modelo para o protótipo, podemos reescrever a equação
acima como:
2
N
t
t
p
m
=
(eq. 2.9)
Isto significa que, por exemplo, em 1 hora de ensaio centrífugo com N=100g simulam o
equivalente à 417 dias de adensamento no protótipo. Essa grande vantagem da
modelagem centrífuga tem sido utilizada largamente com excelentes resultados.
Cuidados especiais devem ser tomados para não generalizar essa conclusão para todos
os fenômenos ligados ao tempo. A fluência, por exemplo, não obedece à relação
mostrada anteriormente, tendo os tempos do modelo e do protótipo os mesmos valores.
As principais relações de escala estão apresentadas, de maneira resumida, na Tabela
2.4.
30
Tabela 2.4: Relações de escala em modelos centrífugos (STEWART, 1992).
Parâmetro
Relação de Escala
Modelo / Protótipo
Gravidade N
Comprimento 1/N
Densidade 1
Massa 1/N
3
Tensão 1
Deformação 1
Força 1/N
2
Momento Fletor 1/N
3
Tempo (difusão) 1/N
2
Tempo (relaxação) 1
Para toda análise física em modelos reduzidos assume-se a gravidade da terra como
sendo uniforme e consideram-se principalmente dois efeitos de escala, conforme
postulados por TAYLOR (1995), a saber:
♦ Variação do campo rotacional de aceleração;
♦ Efeito do tamanho das partículas.
O primeiro fator está associado à variação das tensões ao longo da profundidade da caixa
de amostra da centrífuga. Sabemos que a aceleração radial (a
r
) é proporcional ao raio.
Como o raio é variável ao longo da profundidade da caixa da centrífuga, a aceleração
também o será. Dessa forma a aceleração na superfície do modelo é menor que na base
do mesmo. Comparando as tensões no modelo e no protótipo, a igualdade entre elas se
dará à h
m
= 2/3 h
p
, conforme pode ser observado na figura 2.12. Esse problema,
aparentemente complexo, torna-se menor adotando-se cuidados especiais na escolha do
raio efetivo no qual o fator de escala N é determinado. Nota-se que, em centrífugas de
pequeno raio, o erro devido a esta não linearidade é também pequeno, da ordem de 3%
(CALLE, 2007).
31
Figura 2.12: Comparação entre a variação de tensões no modelo e no protótipo
(TAYLOR,1995).
Outro problema associado à variação do campo rotacional de aceleração é o chamado
efeito Coriólis. Sabe-se que a aceleração principal (a
r
), age no plano horizontal.
Perpendicularmente a ela, uma componente vertical gravitacional age também sobre o
modelo. Para modelos onde grandes acelerações radiais são usadas, a componente
vertical torna-se inexpressiva. Do contrário, o modelo fica com uma inclinação em relação
ao plano horizontal (SCHOFIELD, 1980; TAYLOR, 1995), que pode ser minimizada
movimentando-se, a uma velocidade constante, o tubo que conduz o material a ser
depositado.
O segundo problema postulado por TAYLOR (1995), dá-se principalmente quando
ocorrem interações solo-estrutura. Nessas interações, o comportamento tensão-
deformação do solo, da estrutura e da interface entre eles deve ser estudado. O problema
é que a não se pode reduzir a partícula de solo pelo fator N, causando efeitos de escala.
Para tanto, sugere-se que o diâmetro do modelo deva ser 50 vezes maior que o diâmetro
médio das partículas de solo (d
50
).
É importante salientar a importância da modelagem física, e conseqüentemente da
modelagem centrífuga, em complemento às simulações numéricas. RANDOLPH &
HOUSE (2001) discutiram os papéis complementares das modelagens física e
computacional na engenharia geotécnica, enumerando algumas razões pelas quais a
modelagem física torna-se importante frente à numérica, tanto em propósitos de pesquisa
quanto de projeto:
32
♦ Complexidade de processos construtivos devido à geometria, grandes
deformações ou interações complexas com o solo;
♦ Fenômenos ligados à relaxação e adensamento secundário;
♦ Efeitos de carregamentos cíclicos;
♦ Processos de transporte através do solo;
♦ Limitação às respostas do solo.
Não que as simulações numéricas devam ser descartadas, mais sim que ambas devam
ser usadas de formas complementares. É importante saber as ferramentas à disposição e
o que cada uma delas fornece, de forma a escolher a combinação perfeita para a
resolução dos problemas, dentro das limitações (econômicas, de tempo ou outras)
impostas no projeto.
2.5.2. A Centrífuga da COPPE
O presente tópico enfatizará as características dos sistemas de controle da centrífuga,
especificando seus componentes principais para a execução desta dissertação. Maiores
detalhes podem ser encontrados descritos em OLIVEIRA (2005). Ao final serão
abordadas, também, as principais características do canal de amostras, características
importantes na interpretação dos resultados.
Este equipamento compreende, especificamente, uma mini centrífuga de tambor,
montada e projetada pela empresa G-Max Scotland Ltda, no ano de 1995. Todas as
ligações entre os equipamentos de bordo e os equipamentos estacionários são feitas por
dispositivo do tipo anel deslizante, com um total de dez anéis destinados a alimentação e
outros dez destinados ao envio de sinais.
Motor de Bascular
O primeiro sistema apresentado, denominado Motor de Bascular, permite movimentar o
canal de amostras de forma que o trabalho possa ser executado em uma posição mais
conveniente. É composto de um motor eletro-hidráulico capaz de bascular o tambor
giratório em 90º, mudando o eixo de rotação da posição vertical para a posição horizontal,
conforme mostra a figura 2.13.
33
Figura 2.13: Posições do eixo de rotação (Oliveira, 2005)
Motor de Rotação
O segundo sistema, ou Motor de Rotação, controla a rotação da centrífuga com a
precisão necessária aos ensaios. É composto de um motor elétrico associado a um
inversor de potência, girando o tambor da centrífuga através de uma polia de borracha,
com razão de 1:3. O inversor de potência se localiza no painel de controle possuindo,
além dos controles de liga e desliga, dois controles de parada rápida (um no próprio
painel e outro na centrífuga). A figura 2.14 apresenta uma seção transversal do motor de
rotação da centrífuga.
34
Figura 2.14: Seção transversal do conjunto de rotação (Oliveira, 2005)
É possível acompanhar a aceleração gradual do motor de rotação até que ele atinja o
valor programado. Sendo:
f
1
= freqüência de rotação da centrífuga;
f
2
= freqüência de rotação do motor;
r = raio da centrífuga;
r
2
= raio do motor;
ω = velocidade angular da centrífuga;
a
r
= aceleração radial da centrífuga;
podemos relacionar à freqüência de rotação da centrífuga à freqüência de rotação do
motor. Da construção do equipamento temos:
122
33 ffrr =→=
(eq. 2.10)
Como:
35
1
2 f
πω
=
(eq. 2.11)
temos que
rfrNga
r
2
1
2
)2(
πω
===
(eq. 2.12)
Logo:
π
2
1
r
Ng
f =
e
π
2
3
2
r
Ng
f =
(eq. 2.13)
Considerando o raio da centrífuga como r = 0,5m (distância até a base do canal de
amostra), e a aceleração da gravidade como sendo g = 9,81m/s
2
, temos:
Nf 115,2
2
=
(eq. 2.14)
Isso significa que para um fator de escala N, o valor adotado para a freqüência do motor
(f
2
) é facilmente obtido pela equação 2.14.
Computador de Bordo
O terceiro sistema, ou Computador de Bordo, é composto por uma placa mãe industrial,
duas saídas seriais, placa de vídeo, placa de aquisição de dados, placa de seleção de
fontes, quatro placas de condicionamento de sinais e uma placa de seleção de ganho. A
principal característica deste computador de bordo é não possuir disco rígido, uma vez
que o mesmo poderia ter seu funcionamento dificultado durante a rotação da centrífuga.
Em substituição foram acopladas memória flash/rom com pequena capacidade, que
cumpre a finalidade de armazenagem dos dados. A figura 2.15 mostra as partes
constituintes deste sistema.
36
Figura 2.15: Vista interna do Computador de Bordo (Oliveira, 2005)
Computador Externo
O quarto sistema, denominado Computador Externo, controla toda a aquisição de dados
vinda do Computador de Bordo. Se diferencia dos computadores convencionais por ser
um computador industrial (Advantech PCA-6770 Series Pentium III 650Mhz). Apesar do
equipamento não ser de última geração, ele é suficiente para ler e armazenar todos os
dados do Computador de Bordo.
Atuador Angular
O sistema de atuação angular da centrífuga, também denominado turntable, é composto
por um motor de corrente contínua, engrenagem e tacômetro, solidarizados ao eixo de
rotação. Desta forma, todo o movimento imposto ao atuador angular é relativo ao canal,
mesmo este estando em movimento, conforme mostra a figura 2.16.
37
Figura 2.16: Movimentação do Atuador Angular (Oliveira, 2005)
Atuador Radial
O sistema de atuação radial movimenta o objeto de interesse afastando-o ou
aproximando-o em relação ao centro de rotação da centrífuga, funcionando em pleno vôo
conforme mostra a figura 2.17.
Figura 2.17: Movimentação do Atuador Radial (Oliveira, 2005)
Constitui-se de um motor de passo, acoplado a uma transmissão linear com 10mm de
curso e ligado ao computador externo via porta serial. Um programa executado no
computador externo permite comandar o movimento, ou uma série deles, executado pelo
atuador. Este programa já incorpora as constantes de calibração de posicionamento e
velocidade em função dos parâmetros internos de referência de posição e velocidade do
controlador.
38
Canal de Amostras
O canal de amostras não é um sistema independente, mas é a parte do tambor giratório
ocupada pelo material. Possui raio interno de 500mm e altura de 250mm, podendo atingir
450g a 900rpm, suportando uma carga máxima de 90g-ton. A opção de se utilizar todo o
canal possibilita uma amostra anelar com até 3m de circunferência, sendo mais vantajoso
no caso de se executar diversos ensaios numa mesma amostra. As amostras anelares
possuem uma limitação de ensaio, referente à movimentação do atuador angular. Este só
tem movimentação livre de cerca de 135º, não possibilitando o uso em toda a extensão do
canal.
Outra opção é reduzir a amostra a uma caixa com menores dimensões, proporcionando
um gasto menor de material e, principalmente, fazendo com que o atuador possa atuar
em toda a extensão da amostra. Com a utilização da caixa, o raio interno passa a 472mm,
com altura útil de 210mm, largura útil de 260mm e profundidade útil de 178mm (figura
2.18 e 2.19). Existe uma outra caixa de contra peso, com dimensões idênticas em
oposição diametralmente oposta.
Figura 2.18: Caixa de amostra dentro do canal com dimensões em mm (Oliveira, 2005)
39
Figura 2.19: Planta do canal de amostra e suas dimensões em mm (Oliveira, 2005)
Em função da aceleração inercial gerada pela centrífuga atuar radialmente no solo,
criando um campo inercial concêntrico com o eixo de rotação, a direção do adensamento
é radial. Assim sendo, conforme pode-se observar na figura 2.20, o formato com que a
caixa foi projetada (com paredes paralelas), cria duas áreas triangulares (marcadas em
cinza mais escuro) cujos processos de adensamento sofrem forte influência das paredes
laterais, reduzindo inclusive a espessura de drenagem. Em uma caixa com paredes
convergentes, uma vez que as paredes são paralelas à direção da aceleração, tais
distorções não são observadas.
Figura 2.20: Comparação entre caixas de amostras de paredes paralelas e convergentes
(Oliveira, 2005)
40
No entanto, em ambos os casos, existe o atrito lateral com as paredes das caixas,
causando influência nas regiões laterais marcadas em hachuras. Desta forma, a caixa de
paredes paralelas acaba por fornecer uma área útil de trabalho maior que a outra,
principalmente em se tratando de ensaios mais próximos da superfície.
2.5.3. Ferramenta para Investigação em Centrífuga
O avanço da modelagem centrífuga levou à necessidade de um maior conhecimento dos
parâmetros de resistência das camadas utilizadas, levando à concepção de ensaios de
penetração em vôo (com a centrífuga em plena movimentação), com o objetivo de
caracterizar a variação da capacidade de suporte do solo com a profundidade.
As maiores dificuldades na execução de ensaios durante a operação das centrífugas
consiste na miniaturização das ferramentas e sua utilização em vôo. Assim sendo,
procedimentos corriqueiros, com o SPT, por exemplo, podem tornar-se bastante
complexos. Torna-se, portanto, necessário o desenvolvimento de ferramentas adequadas
à obtenção dos parâmetros geotécnicos em centrífuga.
Atualmente, a principal ferramenta utilizada em centrífuga é o penetrômetro Barra-T (ou t-
bar). Sua utilização é semelhante à do cone, porém não necessita de correção da área,
obtendo-se diretamente a resistência do solo. Como sua área de ponta (uma barra ao
invés da ponta cônica) é bastante superior à do cone, sua utilização é restrita a solos com
baixa resistência ou há a necessidade de sistemas de reação capazes de aplicar forças
elevadas a sua cravação. Logo, a ferramenta considerada mais adequada e que foi
desenvolvida para utilização nesta dissertação foi o cone (CPT), pois se apresentou como
uma ferramenta completa e que possui influência reduzida dos efeitos de escala em
ensaios centrífugos, mencionados anteriormente na seção 2.2.1.
CPT
Os ensaios de cone e piezocone vêm se caracterizando como uma das ferramentas mais
importantes de prospecção geotécnica. Resultados de ensaios podem ser utilizados para
determinar a estratigrafia do terreno, propriedades dos materiais e prever a capacidade de
carga de fundações.
41
O princípio deste ensaio é bastante simples, consistindo na cravação de uma ponteira
cônica a uma velocidade constante de 20mm/s. A seção transversal do cone é
normalmente de 10cm
2
. O procedimento de ensaio é padronizado pela norma brasileira
NBR 12.069/91, porém há diferenças quanto aos dados obtidos durante o ensaio, que
podem ser classificados em 3 categorias: cone mecânico, cone elétrico e piezocone. Este
último se diferencia por permitir medidas elétricas da resistência de ponta e do atrito
lateral, além de permitir contínua monitoração das poropressões geradas durante o
processo de cravação.
Durante a execução do ensaio alguns fatores intervêm diretamente nos resultados, tais
como desvios da vertical, variação de temperatura, faixa de trabalho das células de carga
e ingresso de solo nas ranhuras do cone. Tais fatores devem ser prevenidos respeitando
as limitações existentes no equipamento.
O estado de tensões e deformações gerado ao redor de um cone durante a cravação é
bastante complexo e a análise destas condições de contorno só é possível adotando-se
hipóteses simplificadoras ou métodos semi-empíricos de interpretação, gerando uma
variedade considerável de abordagens. De forma a simplificar, a tabela 2.5 resume
algumas potencialidades de aplicação do ensaio de CPTU.
Tabela 2.5: Potencial de utilização do CPTU (SCHNAID, 2000)
Potencialidade de aplicação
Perfil do solo Alta
Estrutura do solo Moderada a alta
Historia de tensões Moderada a alta
Variação espacial das propriedades mecânicas Alta
Propriedades mecânicas Moderada a alta
Características de adensamento Alta
Condições do nível d’água Alta
Potencial de liquefação Alta
Economia no custo das investigações Alta
42
Os parâmetros geotécnicos passíveis de obtenção se diferem pelo tipo de material.
Embora alguns parâmetros possam ser interpretados teoricamente, a maioria deles é
geralmente obtida através de correlações com resultados de ensaios de laboratório e
outros ensaios de campo, como por exemplo a figura 2.21 que relaciona a capacidade de
carga (N
q
) de ensaios em areias com o ângulo de atrito efetivo. Como decorrência, pode-
se esperar um grau de dispersão significativo na aplicação das metodologias propostas,
uma vez que diferentes ensaios de laboratório e de campo são utilizados como referência.
Os parâmetros tanto de areia quanto de argila são, portanto, estimados com diferentes
graus de acurácia.
Figura 2.21: Correlação entre a capacidade de carga em ensaio de cone (N
q
) e o ângulo
de atrito efetivo, para solos arenosos
43
Considerações sobre efeitos de velocidade em ensaios de penetração:
análise das condições de drenagem do solo
Já foi mencionado anteriormente que os ensaios de penetração são realizados a uma
velocidade constante de 20mm/s, com uma tolerância de ±5mm/s. Dessa forma procura-
se evitar que outros parâmetros, além da resistência do solo, possam influir nos
resultados obtidos. No entanto, muitos estudos procuram entender os efeitos da variação
da velocidade de penetração, tanto no que diz respeito à resistência quanto na obtenção
de dados específicos do solo. LUNNE et al. (1997) enumeram algumas análises e
problemas correntes, relacionadas à velocidade de penetração:
♦ Correlações entre ensaios de penetração e ensaios de laboratório com o
triaxial, uma vez que o tempo de ruptura no CPT é muito menor que no outro;
♦ Variações do tempo de ruptura em penetrômetros de tamanhos diferentes dos
usuais;
♦ Avaliação do comportamento de drenagem dos solos (drenado, parcialmente
drenado e não-drenado). Esta utilização é especialmente interessante em
solos de granulometria intermediária como os siltes;
♦ Algumas situações particulares de carregamento requererem informações
incompatíveis com a velocidade de penetração utilizada nos ensaios
convencionais.
Focando na avaliação das condições de drenagem em solos siltosos, pesquisas
sistemáticas vêm sendo desenvolvidas com a finalidade de validar interpretações de
resultados de ensaios de campo em solos com permeabilidade intermediária. LUNNE et
al. (1997) enumera uma série de experimentos, realizados entre 1969 e 1989, cuja
velocidade varia entre 0,033 e 3210 mm/s. Podemos citar:
♦ BEMBEN & MYERS (1974) realizaram ensaios em uma argila variando a
velocidade de penetração entre 0,2 e 200mm/s. Eles concluíram que para
velocidades inferiores à 0,5mm/s as condições drenadas se aplicam, enquanto
que para velocidades superiores a 50 mm/s são aplicáveis as condições não-
drenadas. Cabe salientar que não houve medida de poropressões, tendo sido
avaliadas a resistência medida e não corrigida, conforme mostrado na figura
2.22. O ganho de resistência observado no ramo não-drenado da curva pode
44
ser explicado pelo resultado de resistência medida ser expresso pela soma da
resistência medida com a poropressão desenvolvida durante a cravação;
♦ CAPANELLA et al. (1982) trabalharam em depósitos de argila siltosa com
velocidade variando entre 0,25 e 20 mm/s. Notaram que para velocidades
abaixo de 2mm/s a condição de ensaio é notadamente drenada, e que a
diminuição da velocidade de penetração acarreta uma diminuição da
poropressão gerada enquanto que a resistência à penetração e o atrito
aumentam;
♦ ROY et al. (1982) realizaram também uma série de ensaios em argila siltosa
mole, levemente sobre-adensada, com velocidades de penetração variando
entre 0,5 e 40 mm/s. Os resultados desta pesquisa se assemelham aos obtidos
por BEMBEN & MYERS (1974). Cabe salientar que, em ambos os casos, não
houve leitura de poro-pressões, tendo sido traçada a resistência medida (qc) e
não a corrigida (qT).
Figura 2.22: Influência da velocidade de penetração do cone (BEMBEN & MYERS, 1974)
ALMEIDA & PARRY (1983) realizaram alguns ensaios com variações de velocidade de
penetração de cone e de velocidade de rotação em ensaios de palheta, em solos argiloso
e ambos em centrífuga geotécnica. No entanto, a faixa de variação não foi suficiente para
caracterizar a mudança de um comportamento não-drenado para um drenado, pois as
velocidades mínimas utilizadas foram apenas cinco e dez vezes menores que as
máximas, respectivamente para a palheta e para o cone. A Figura 2.23 (a) e (b) mostram
os resultados obtidos pelos autores para a palheta e para o cone, respectivamente.
45
Figura 2.23: Influência da velocidade de rotação da palheta e de penetração do cone na
resistência (ALMEIDA & PARRY, 1983).
RANDOLPH & HOUSE (2001) relatam ensaios realizados em centrífuga e engloba
ensaios de penetração com CPTu e penetrômetro barra-T. A figura 2.24 apresenta o
resultado para as resistências medida e corrigida do cone, bem como para a resistência
medida do barra-T, contra a velocidade de penetração normalizada. Essa normalização
da velocidade, encontrada nos trabalhos de FINNIE E RANDOLPH (1994), baseia-se
numa escala de tempo definida pelo avanço de um diâmetro do penetrômetro e
adimensionalizada, multiplicando-se pelo coeficiente de adensamento vertical do material,
ficando então caracterizada pela fórmula:
v
c
vD
V =
(eq. 2.15)
onde v é a velocidade de ensaio, D é o diâmetro do penetrômetro e cv é o coeficiente de
adensamento vertical do solo analisado. O trabalho de FINNIE & RANDOLPH (1994),
baseado em solos calcários, mostra um comportamento não-drenado para vD/c
v
> 30, e
um comportamento drenado para vD/c
v
< 0,01.
46
Figura 2.24: Variação da resistência de penetração com a velocidade, apresentados por
RANDOLPH & HOUSE (2001)
Outra forma de se avaliar os parâmetros obtidos em piezocones, conforme apresentados
por SCHNAID et al. (2004), é observar o gráfico entre a resistência à penetração do cone
normalizada (q
t
-σ
v0
/σ’
v0
) e a variação do parâmetro de poropressão B
q
(figura 2.25). Para
o depósito em estudo, considerou-se que valores de B
q
situados entre 0,3 e 0,5
correspondem a condições não-drenadas em solos siltosos. Para valores de B
q
superiores
à 0,5, caracterizou-se a condição não-drenada, e para valores inferiores a 0,3 os valores
de resistência encontrados são muito superiores àqueles referentes a condições não-
drenadas sugerindo a ocorrência de drenagem parcial.
Figura 2.25: Condições de drenagem em depósito de silte (SCHNAID et al., 2004)
47
2.6. Considerações Finais
Os conhecimentos atuais sobre barragens de rejeito apontam um longo caminho para a
modelagem dos fenômenos que regem as características dos depósitos. Ora mudanças
relativas aos processos de beneficiamento, ora as características de disposição ou,
finalmente, os processos de deposição pelos rejeitos, são responsáveis pela diversidade
observada nos depósitos existentes. Esforços no desenvolvimento de ferramentas
estatísticas de caracterização desses depósitos ou em simulações das condições reais
em laboratório são igualmente válidos e, em conjunto, nos dão hoje as ferramentas de
investigação em rejeitos que conhecemos.
A centrífuga geotécnica é hoje um poderoso instrumento de modelagem, que pode se
transformar em um aliado se adequadamente explorado. Vale salientar que a centrífuga
não se faz sozinha, sendo associada às mais diversas ferramentas de investigação ou à
verificação de problemas relacionados diretamente a obras geotécnicas, tais como
construção de aterros, rupturas em solo moles, capacidade de carga de fundações, entre
outros.
48
CAPÍTULO 3 – COLETA DE AMOSTRAS E ANÁLISES INICIAIS
3.1. Considerações Iniciais
O presente capítulo discorre sobre a coleta e análises iniciais de dois diferentes rejeitos,
com a finalidade de definir qual dos dois materiais ou se uma mistura dos mesmos
corresponderia a um material com maior efeito de drenagem parcial (ou rejeito de
transição), sendo este utilizado em todo o restante desta dissertação. Por análises iniciais
entende-se a caracterização das amostras, análises químicas e de difratometria de Raio-
x. Segue também uma estimativa da permeabilidade desses rejeitos para uma melhor
avaliação dos mesmos.
3.2. Coleta de Amostras
Conforme visto anteriormente, os rejeitos possuem grande variabilidade decorrente do
processo produtivo, da matéria prima de origem e outros. Sendo sua fonte produtora
variável, sua identificação fica facilitada pelas características visuais na qual eles são
produzidos.
A metodologia adotada nessa pesquisa compreendeu, numa primeira etapa, estudos em
amostras coletadas em dois grupos de rejeitos gerados na Samarco Mineração S. A.,
denominados nessa dissertação de Rejeito Granular (RG) e de Rejeito Fino (RF). A figura
3.1 ilustra os pontos de coleta das amostras.
49
Figura 3.1: Pontos de coleta dos rejeitos
Vale salientar que esta denominação está relacionada às características visuais, não se
podendo, nesse caso, referenciar os materiais finos às argilas nem os materiais
granulares às areias. Por mais que esta associação possa ser verificada em ensaios de
granulometria, o comportamento dos rejeitos não é o mesmo de solos convencionais
devendo seus estudos serem mais aprofundados para uma melhor definição.
3.2.1. Rejeito Fino
O rejeito fino que compõe a barragem possui duas origens distintas e sua composição
depende principalmente da distância da fonte de lançamento e do processo de produção,
conforme relatado anteriormente. O rejeito gerado chega à barragem em meio aquoso,
por meio de duas cascatas de rejeito, a saber:
♦ Cascata1: principal origem dos rejeitos finos, transporta os efluentes do
espessador 2, “recleaner”, limpeza de usina, da planta de finos e um excedente do
rejeito granular. É responsável por cerca de 80% do volume de rejeito fino final.
Antes de sua chegada em definitivo à barragem (Figura 3.2 e 3.3), é
eventualmente misturado a um rejeito de ferro oriundo da Cia. Vale do Rio Doce
(CVRD). O rejeito da CVRD não altera significativamente a composição final do
primeiro, pois é em pequena proporção e em solução aquosa com concentração
Rejeito Fino
Rejeito Granular
50
muito inferior, não sendo superior à 1/6 da quantidade de rejeito transportado na
cascata 1;
♦ Cascata2: responsável por cerca de 20% do rejeito que chega à barragem de
Germano, sendo originário do espessador 1 e misturado à água de
extravasamento do sistema de produção. Não possui contribuições externas e só
se mistura ao rejeito da cascata1 na própria barragem.
Figura 3.2: Cascata 1
Figura 3.3: Cascata 2
51
Inicialmente planejou-se uma coleta de material diretamente nas cascatas, para se saber
qual a contribuição de cada uma delas no rejeito final depositado na barragem. Como
pode ser observado na figura 3.4, esse procedimento tornou-se inviável pelo material se
apresentar em solução bastante aquosa (devido às chuvas e ao próprio processo de
beneficiamento), sendo necessário um grande volume coletado para a obtenção de uma
quantia pequena de material.
Figura 3.4: Tentativa de coleta de material das cascatas
O ponto amostrado, que terá seu material utilizado para as análises, situa-se na própria
barragem, já localizado na figura 3.1. Escolheu-se esta localização por ser de mais fácil
coleta, ser representativo da condição do rejeito na barragem, já apresentar o material
misturado das duas fontes e estar nas proximidades dos dados de campo mencionados
na seção 2.2.3. A figura 3.5 mostra o local da coleta da amostra, após a retirada de uma
porção de material por uma retroescavadeira. Nota-se que o rejeito cria uma crosta
superficial, mais escura, enquanto que no seu interior o material depositado ainda
apresenta consistência mole e coloração avermelhada, características deste material.
Apesar da fraca chuva durante a coleta, o material não apresentava lâmina d’água
significativa, indicando que o material, mesmo sendo caracterizado como fino, possui a
característica drenante de solos mais granulares.
52
Figura 3.5: Local de coleta do rejeito fino
Como os rejeitos finos ficam armazenados em baias, torna-se necessária a utilização de
uma retroescavadeira para a retirada de material, uma vez que não se consegue fácil
acesso, e a consistência do mesmo não permite caminhar na sua superfície para a coleta
manual. A retroescavadeira permitiu, também, que as amostras fossem coletadas
diretamente sobre o caminhão que transportaria as embalagens, não necessitando içar as
bombonas ao caminhão após a coleta, conforme pode ser visualizado na figura 3.6.
Figura 3.6: Coleta do rejeito fino na baia, com auxílio de retroescavadeira
3.2.2. Rejeito Granular
Os rejeitos granulares são gerados durante o processo de beneficiamento de forma
separada dos rejeitos finos, especificamente na flotação convencional e no “tankcell”. Ao
longo da vida útil da barragem foram dispostos em vários pontos, sendo atualmente
utilizados na construção das vias de acesso ou dos alteamentos da mesma.
53
Coletou-se o material de estudo na área de empréstimo, por ser o ponto que a empresa
atualmente utiliza na construção dos diques entre baias de deposição de lama. Este
material encontra-se empilhado e sua coleta foi facilitada pela colocação do caminhão
bem próximo do ponto, retirando o material em baldes e encaminhando o mesmo para
cima do caminhão para lá colocar nas bombonas. As Fiugras 3.7(a) e 3.7(b) mostram o
local da coleta e a coleta em si, respectivamente.
(a) (b)
Figura 3.7: Rejeito Granular – local e coleta
Visualmente, este rejeito lembra uma areia bem fina, de cor cinza clara, indicando alta
presença de minério de ferro na composição. Apresenta-se pouco úmido, apesar da
chuva fina que se seguia no período.
3.3. Análises Iniciais
3.3.1. Ensaios de Caracterização
Os ensaios de caracterização, realizados no Laboratório de Geotecnia da COPPE / UFRJ,
foram os seguintes:
54
♦ Massa específica dos grãos;
♦ Granulometria com sedimentação;
♦ Limites de liquidez e plasticidade.
Os ensaios foram realizados entre os meses de março e abril de 2007, seguindo os
procedimentos normatizados pela ABNT.
Após secagem em estufa em baixa temperatura, pois não se sabe qual o efeito real desta
sobre o material, procedeu-se com os seguintes procedimentos, em ambas as amostras:
♦ Destorroamento;
♦ Homogeinização;
♦ Armazenamento em sacos.
O material granular não precisou ser destorroado, pois não apresentou aglutinação entre
os grãos após secagem. Ao final de cada ciclo de secagem o material era
homogeneizado, a fim de que cada amostra retirada fosse representativa do todo. Porém,
como cada ciclo permitia apenas a secagem de 1 a 2 bombonas por vez. Mesmo sabendo
que este procedimento poderia ocasionar uma heterogeneidade entre as amostras, esta
foi desconsiderada. A armazenagem em sacos se deu para facilitar o manuseio das
amostras no decorrer dos ensaios.
Rejeito Granular
Para o rejeito granular, as amostras para todos os ensaios de caracterização foram
obtidas num mesmo ciclo de secagem. O ensaio de massa específica dos grãos,
executado conforme a NBR 6508/84, forneceu uma densidade real dos grãos (Gs) igual
2,93. O valor encontrado é superior aos valores típicos para solos convencionais (até G
s
=
2,7), indicando a presença de ferro, como esperado.
A análise granulométrica, executada conforme a NBR 7181/84, permitiu a obtenção das
porcentagens de areia, silte e argila (escala ABNT), presentes nas porcentagens
conforme a seguir:
♦ Argila: 2%;
♦ Silte: 24%;
55
♦ Areia: fina 68% e média 6%.
Não foi encontrada a fração pedregulho, conforme esperado pela caracterização tátil
visual. Vale salientar que a presença de fração argila não indica a presença de argilo-
minerais na composição do rejeito, apenas que uma fração da amostra é inferior a
0,0075mm. A curva granulométrica é apresentada na figura 3.8.
Figura 3.8: Curva Granulométrica do rejeito granular
Não se conseguiu moldar o material para a execução dos ensaios de limite de
plasticidade e liquidez, sendo considerado o material como não-plástico (NP).
Rejeito Fino
O rejeito fino, seco em estufa e destorroado, foi homogeneizado previamente, para que as
amostras retiradas fossem representativas, da mesma forma que o rejeito granular. O
ensaio de massa específica dos grãos forneceu uma densidade real dos grãos (G
s
) igual
3,22, também alta pela presença de ferro, enquanto que a análise granulométrica permitiu
obter as seguintes porcentagens:
♦ Argila: 7%;
56
♦ Silte: 71%;
♦ Areia: fina 22%.
Não foram encontradas as frações pedregulho, areia grossa ou média, conforme
esperado pela caracterização tátil visual. Vale salientar que a presença de fração argila
não indica, também nesse caso, a presença de argilo-minerais na composição do rejeito,
apenas representa que uma fração da amostra é inferior a 0,0075mm. Isso explica
porque, mesmo com uma fração argila maior que a do rejeito granular, este material não
apresentou limites de plasticidade e liquidez, sendo também considerado não-plástico
(NP). A figura 3.9 permite visualizar a curva granulométrica do material.
Figura 3.9: Curva Granulométrica do rejeito fino
3.3.2. Análise Química
As análises químicas foram realizadas no próprio Laboratório de Geotecnia da COPPE. O
procedimento de ensaio foi o mesmo para as duas amostras, sendo:
57
♦ Secagem ao fogo à temperatura de 550ºC, contabilizando a perda de material
ao fogo (∆P);
♦ Posterior tratamento a quente com Ácido Sulfúrico1:1 para determinação dos
óxidos de ferro, alumínio, fósforo e manganês, com geração de resíduo;
♦ O resíduo deste ataque, tratado com NaOH, permite a determinação do teor
sílica das amostras;
♦ O Resíduo Final (Res %) quantificado pode ser considerado basicamente
como quartzo, para ambas as amostras.
Rejeito Granular
A análise química detectou uma alta porcentagem de Resíduo Final, caracterizando o
material com alto teor de sílica (>80%) e presença significativa de oxido de ferro (Fe
2
O
3
),
em relação aos demais elementos encontrados (~17%). A tabela 3.2 apresenta um
resumo da análise.
Tabela 3.1: Resultado final análise química - rejeito granular
Elemento (%)
∆P 0,21
Fe
2
O
3
17,1
Al
2
O
3
0
P
2
O
5
0
Res 82,02
Rejeito Fino
A análise química detectou, da mesma forma que para o rejeito granular, uma alta
porcentagem de Resíduo Final (~54%). Porém há a presença de um maior teor de óxido
de ferro (Fe
2
O
3
) em relação ao rejeito granular (~41%). Isso indica que as partículas de
oxido de ferro possuem granulometria inferior às partículas de sílica, tendo presença mais
significativa no comportamento do rejeito fino do que no comportamento do rejeito
granular, que tende a se comportar de forma mais semelhante às areias. A tabela 3.3
resuma o resultado da análise.
58
Tabela 3.2: Resultado final análise química - rejeito fino
Elemento (%)
∆P 1,92
Fe
2
O
3
40,9
Al
2
O
3
0,28
P
2
O
5
0,11
Res 54,8
3.3.3. Análise Mineralógica por Difratometria de Raio-X
As análises difratométricas foram executadas pelo Núcleo de Catálise do Departamento
de Química da UFRJ (NUCAT), a fim de se determinar a mineralogia dos rejeitos
estudados. A mineralogia dos solos está relacionada diretamente com sua composição
química, pois as várias moléculas existentes formam a estrutura cristalina dos minerais e
argilominerais.
Técnica rápida e de custo reduzido, a análise por difratometria de Raio-X é realizada em
amostras de material cristalino e pulverizado. Baseia-se na interação da radiação x com a
matéria cristalina, a qual tem a capacidade de refletir os Raios-X em direções
cristalográficas preferenciais e que são típicas para cada espécie mineral. Dessa forma, a
difratometria de Raio-x é adequada para identificar as espécies minerais presentes na
amostra em porção maior que 5% em peso.
Por meio desta técnica, as variações nas composições químicas de soluções sólidas
somente podem ser determinadas utilizando-se, por exemplo, curvas de calibração
predeterminadas que relacione algum parâmetro cristalográfico, obtido na análise de
Raios-x, com a composição química.
Rejeito Granular
A difração de raio-x do rejeito granular apresenta-se conforme gráfico da figura 3.10. Os
minerais encontrados, Hematita (Fe
2
O
3
) e Quartzo (SiO
2
), são bastante coerentes com o
59
comportamento do material apresentado anteriormente. Como os picos mais
pronunciados são representados pelo quartzo presente, este deve ser preponderante na
análise química, o que é verificado.
Figura 3.10: Difratometria de raio-x do rejeito granular
Rejeito Fino
A difração de raio-x do rejeito fino, de forma semelhante ao que aconteceu no rejeito
granular, apresentou os minerais Hematita (Fe
2
O
3
) e Quartzo (SiO
2
) como
preponderantes, o que torna o resultado desta análise bastante coerente com o
comportamento do material e com a análise química. O resultado é apresentado na figura
3.11. Estes, porém, não são argilominerais, o que nos indica que a parte fina deste não se
comporta como um solo fino.
60
Figura 3.11: Difratometria de raio-x do rejeito fino
3.3.4. Coeficientes de Permeabilidade Estimados
O coeficiente de permeabilidade pode ser determinado através de ensaios de laboratório,
ensaios in situ e por métodos indiretos. Não é de interesse deste trabalho determinar o
coeficiente de permeabilidade de ambos os rejeitos. Entretanto, torna-se interessante uma
estimativa prévia desse coeficiente, de forma a se ter uma ordem de grandeza desse
parâmetro e permitindo, assim, classificá-los quanto a sua condutividade hidráulica.
Uma das formas de se estimar o coeficiente de permeabilidade por meio de métodos
indiretos é a estimativa através de fórmulas empíricas, como por exemplo a formulação de
Hazen que estima a permeabilidade com base no diâmetro efetivo (D
EFET
) da amostra. A
formulação de Hazen é dada por:
2
100
EFET
Dk =
(eq. 3.1)
61
Entende-se por diâmetro efetivo o diâmetro de amostra cuja porcentagem que passa é
igual a 10% (D
EFET
= D
10
). Nesta expressão, o diâmetro efetivo é expresso em centímetros
e o coeficiente de permeabilidade em centímetros/segundo. A Tabela 3.3 apresenta as
faixas de valores de permeabilidade para cada tipo de solo.
Tabela 3.3: Valores típicos de coeficiente de permeabilidade (PINTO, 2000)
Solo k (cm/s)
Argilas < 10
-7
Siltes 10
-4
a 10
-6
Areias argilosas 10
-5
Areias finas 10
-3
Areias médias 10
-2
Areias grossas 10
-1
A análise granulométrica da amostra do rejeito granular apresenta o rejeito com 74% de
areia, 24% de silte e 2% de argila. Ao se aplicar à formulação de Hazen, considerando
que o diâmetro efetivo da amostra vale 0,0035cm (valor estimado pela curva
granulométrica), obtem-se um coeficiente de permeabilidade igual a 1,2x10
-3
cm/s. Por
comparação com a tabela 3.3 o resultado obtido é um valor típico encontrado em areias
finas.
Mesmo sendo a formulação proposta por Hazen válida para solos granulares, ao se
aplicar à formulação para o rejeito fino, considerando D
10
= 0,0003cm, obtem-se o
coeficiente de permeabilidade igual a 9x10
-4
cm/s. Por comparação com a tabela 3.1, o
resultado obtido é um valor encontrado em siltes.
62
3.4. Comentários Finais
O presente capítulo mostra a importância da caracterização deste tipo de material e como
o mesmo pode se comportar de forma diferente do que esta caracterização aponta. A
análise química é uma importante aliada na avaliação do comportamento destes.
Visualmente, o rejeito fino apresenta características de um material cuja drenagem é
efetuada de forma eficiente, mais não tanto quanto a do rejeito granular (ver figura 3.5).
Como a difratometria de Raio-X aponta, este material não apresenta argilominerais
indicando que seu comportamento não se assemelha aos solos finos convencionais,
característica esta comprovada na não obtenção dos limites de Atterberg.
As análises iniciais, principalmente os resultados obtidos no ensaio de granulometria e na
estimativa de permeabilidade dos materiais, mesmo sendo a formulação de Hazen restrita
aos solos granulares, apontam o rejeito fino como um material siltoso, mas de transição,
ou seja, com maior potencial para a ocorrência de drenagem parcial. Este material será,
portanto, empregado em todo o decorrer do trabalho.
63
CAPÍTULO 4 – ENSAIOS EM LABORATÓRIO
4.1. Considerações Iniciais
Com o objetivo de conhecer o comportamento mecânico do rejeito fino foram
programados os seguintes ensaios:
♦ Ensaio de Permeabilidade sob Carga Variável;
♦ Adensamento Unidimensional em amostras com diferentes compacidades de
rejeito fino;
♦ Resistência Não –Drenada, por meio de ensaio Triaxial CIU em amostra de
rejeito fino compactado;
♦ Resistência Drenada, por meio de ensaios de Cisalhamento Direto e Triaxial
CD.
Os critérios de moldagem para os corpos de prova, de acordo com a densidade, são
descritos previamente aos ensaios propriamente ditos.
4.2. Determinação da Densidade
A avaliação da densidade tornou-se necessária para estabelecer o processo de
moldagem que melhor se adequaria às características encontradas em campo. Como os
ensaios a serem executados admitem que o material esteja saturado, não se considera o
teor de umidade como um fator preponderante para a moldagem dos corpos de prova e
sim sua densidade aparente seca. Admitindo-se inicialmente que o rejeito fino teria
características de solos granulares, foram programados ensaios de densidade mínima e
densidade máxima, além do ensaio de compactação.
4.2.1. Densidade Mínima
A obtenção da densidade mínima que um determinado material pode ter é o mesmo que
procurar qual o maior índice de vazios no qual este material pode ser encontrado. A
ABNT, na norma NBR 12004/90, discorre sobre duas formas de obtenção do índice de
64
vazios máximo para solos não coesivos. Algumas modificações para a determinação da
densidade mínima foram implementadas, utilizando o rejeito seco e devidamente
destorroado, seguindo o procedimento abaixo:
♦ Pesa-se um cilindro metálico pequeno, devidamente fixado à base. Deve-se
obter as medidas de diâmetro e altura deste cilindro para o cálculo do volume;
♦ Com o material em mãos, coloca-se uma quantidade aleatória de material no
cilindro metálico com o auxílio de um funil com bico longo ou com um funil de
papel devidamente preparado para o ensaio. Este funil terá como função
direcionar o fluxo de material no interior do cilindro para que este não sofra
nenhum processo de densificação. O material, cuidadosamente depositado, é
mostrado na figura 4.1 em detalhes;
♦ Após preencher todo o cilindro, incluindo o colar, limpa-se o excesso de
material da região do colar. Deve-se ter todo cuidado, pois qualquer vibração
pode levar a uma pequena alteração na densidade, descaracterizando o teste;
♦ Pesa-se o cilindro com o material e, por subtração, obtem-se a massa de
material. A densidade máxima será a razão entre esta massa e o volume do
cilindro;
♦ Procede-se com um mínimo de 3 determinações. O resultado final é a média
dessas determinações.
Figura 4.1: Processo de moldagem para a obtenção da densidade mínima
Vale salientar que, diferente das demais determinações, a determinação da densidade
mínima possui grande variabilidade de resultados, pois a mínima vibração pode acarretar
65
uma alteração de peso no material no cilindro. Realizaram-se 6 determinações, obtendo-
se o valor da densidade média de 1,36g/cm
3
, conforme tabela 4.1.
Tabela 4.1: Estimativa de Densidade Mínima
Moldagem 1 (g) 5826,40
Moldagem 2 (g) 5827,80
Moldagem 3 (g) 5835,70
Moldagem 4 (g) 5808,60
Moldagem 5 (g) 5799,30
Moldagem 6 (g) 5788,10
Média (g) 5814,32
ρ
min
(g/cm3) 1,36
e
max
1,36
4.2.2. Densidade Máxima por Vibração
Pensar em densidade máxima de um solo é o mesmo que pensar em qual índice de
vazios mínimo este material pode ter. A NBR 12051/91 padroniza dois tipos distintos de
ensaio para a obtenção deste índice. Utilizando o rejeito seco e destorroado, da mesma
forma que para a determinação da densidade mínima, a obtenção da densidade máxima
sofreu modificações, em relação a norma, e realizou-se o ensaio conforme se segue:
♦ Pesa-se um cilindro metálico pequeno devidamente fixado à base. Deve-se
obter as medidas de diâmetro e altura deste cilindro para o cálculo do volume;
♦ Com o material em mãos, coloca-se uma quantidade aleatória de material em
cilindro metálico, tomando o cuidado de vibrar manualmente o material à
medida que este é despejado;
♦ Após preencher todo o cilindro, incluindo o colar, coloca-se o mesmo sobre o
vibrador de peneiras (utilizado em granulometria), o qual é acionado por um
período de 2 minutos, conforme figura 4.2(a);
♦ Após este tempo, retira-se o colar do cilindro e limpa-se o excesso de material
da região do colar (figura 4.2(b));
♦ Pesa-se o cilindro com o material e, por subtração, obtém-se a massa de
material. A densidade máxima será a razão entre esta massa e o volume do
cilindro (figura 4.2(c));
66
♦ Procede-se com um mínimo de 3 determinações. O resultado final é a média
dessas determinações.
(a) (b) (c)
Figura 4.2: Processo de moldagem por vibração
Realizaram-se 5 determinações, com a densidade máxima aparente seca por vibração
estimada pela média dos resultados, em 1,75g/cm
3
, conforme tabela 4.2.
Tabela 4.2: Estimativa de Densidade Máxima
Moldagem 1 (g) 6201,30
Moldagem 2 (g) 6203,00
Moldagem 3 (g) 6192,60
Moldagem 4 (g) 6187,10
Moldagem 5 (g) 6237,20
Média (g) 6204,24
ρ
(g/cm3) 1,75
e 0,84
4.2.3. Densidade Máxima Aparente Seca - Ensaio de Compactação
Proctor Normal
A obtenção da densidade máxima seca por meio do ensaio de compactação nada mais é
do que a densificação do solo com auxílio de equipamento mecânico, como soquetes
manuais ou rolos compactadores. Em Laboratório, tal ensaio é padronizado pela norma
brasileira NBR7182/86. Para os ensaios executados, utilizou-se a energia de Proctor
67
normal com um cilindro pequeno. Isso indica que o corpo de prova é moldado em 3
camadas, com a aplicação de 26 golpes por camada com o soquete pequeno.
No ramo úmido do ensaio, ou seja, após ser atingida a umidade ótima do material, nota-
se a formação de um material “borrachudo”, o que prejudica o prosseguimento do ensaio
a estas umidades. A curva de compactação obtida, apresentada na figura 4.3, permite
algumas observações. A umidade ótima encontrada é de cerca de 12%. Já a densidade
aparente seca máxima encontrada foi de 2,16g/cm
3
. O ajuste gráfico obtido permite
observar que o ponto de máximo encontra-se próximo da curva de isosaturação de 80%.
1,950
2,000
2,050
2,100
2,150
2,200
7,0 9,0 11,0 13,0 15,0 17,0
Umidade (%)
Massa Específica aparente seca (g/cm³)
Figura 4.3: Curva de compactação
4.2.4. Avaliação Geral
Dados de campo (obtidos em LIMA, 2006) indicam que amostras de Shelby extraídas à
partir de 5m de profundidade na baia 4, indicam densidade in situ da lama variando entre
1,9 a 2,5g/cm
3
, com valores de umidade bastante elevados. Esta variação da densidade
S=100% S=90% S=80% S=70%
68
in situ representa uma variação na massa específica aparente seca de 1,5 a 2,2 g/cm
3
.
Outro dado é que a densidade tende a aumentar com a profundidade, como é esperado.
Para rejeitos mais próximos da superfície, os valores de densidade in situ devem estar
situados abaixo de 2,3g/cm
3
. A tabela 4.3 resume os valores de densidade aparente seca
obtido em cada tipo de ensaio e também para as condições de campo.
Tabela 4.3: Resumo dos valores de densidade aparente seca
Condição
ρ
d
(g/cm
3
)
Vibração 1,75
Densidade Máxima
Ensaio de Compactação
2,16
Densidade mínima 1,36
Densidade de Campo 1,6 – 2,2 (média = 1,97)
Analisando os resultados da tabela acima, podem-se tirar as seguintes conclusões:
♦ A densidade que melhor se encaixa nos dados de campo é a obtida no ensaio
de compactação, a qual é superior à densidade máxima por vibração;
♦ O processo de densificação por vibração não é o indicado para frações finas,
pois os grãos finos possuem características onde a vibração só é eficiente até
certo ponto;
♦ A densidade mínima está bem longe dos valores encontrados em campo,
sendo apenas uma referência.
A Figura 4.4 apresenta o resultado das densidades de campo em relação ao resultado do
ensaio de compactação. O resultado obtido em corpos de prova compactados, com
densidade específica aparente máxima em torno de 2,16g/cm
3
e umidade próxima de
12%, serão adotados no decorrer da dissertação como valor de referência para moldagem
de corpos de prova. A diferença dos resultados obtidos em laboratório e os dados de
campo podem ser justificados por efeitos de estruturas formadas durante o processo de
disposição, efeito este que não foi possível simular com os métodos de moldagem
utilizados.
69
Figura 4.4: Densidade em laboratório (compactação) x Densidade de campo
4.3. Ensaio de Permeabilidade sob Carga Variável
O ensaio de permeabilidade à carga variável é recomendado para solos de granulometria
fina, principalmente solos argilosos, sendo normatizado pela NBR 14.545/00. Optou-se
por este ensaio tendo em vista a granulometria do material analisado ser
preponderantemente siltosa. O corpo de prova utilizado foi compactado em cilindro
pequeno, com energia Proctor normal, e na densidade máxima e umidade ótima
determinados em ensaio de compactação. A saturação se dá por fluxo ascendente de
água no corpo de prova. A tabela 4.4 resume algumas características do corpo de prova
antes e ao final do ensaio.
S=80%% S=90% S=100%
70
Tabela 4.4: Características do corpo de prova em ensaio de permeabilidade
Massa Solo (g) 1959,00
Diâmetro (cm) 10,17
Altura (cm) 10,09
Unidade Inicial (%) 11,9
Umidade Final (%) 15,2
Índice de Vazios 0,45
No presente ensaio foram utilizadas 3 diferentes cargas hidráulicas, sendo 2 leituras
executadas em cada uma, obtendo-se o valor do coeficiente de permeabilidade pela
média entre as leituras. O valor encontrado, de 8,4x10
-6
cm/s, é característico de siltes.
Este valor difere significativamente do estimado pela formulação de Hazen, o que já era
esperado uma vez que a formulação é adequada para solos granulares.
4.4. Ensaio de Adensamento Unidimensional
O ensaio de adensamento unidimensional, ou ensaio oedométrico, tenta simular em
laboratório o efeito de adensamento que o material sofre em campo. Por adensamento
entende-se o processo de compressão gradual que ocorre simultaneamente à expulsão
da água dos vazios do solo ao longo do tempo, acarretando na transferência gradual do
excesso de pressão neutra para tensão efetiva.
Neste ensaio, o solo é encerrado dentro de um anel de aço, sendo comprimido
verticalmente pela ação de pesos adicionados ao sistema. O anel de aço faz com que não
haja deformações no sentido horizontal, sendo todo o fluxo de água exclusivamente
vertical. Incrementa-se a tensão vertical total, dobrando a mesma a cada estágio. Isso
gera um aumento na pressão neutra iniciando um fluxo de água dos vazios em direção às
pedras porosas. Quando este excesso de pressão neutra se dissipa, aumenta-se a tensão
vertical. O processo é repetido até se atingir valores de tensões encontrados em projetos
ou superiores a este. Ao final do ensaio, obtem-se principalmente o gráfico índice de
vazios versus tensão vertical efetiva, em escala logarítmica, no qual parâmetros de
compressibilidade dos solos são obtidos.
71
Em geral os solos apresentam um trecho linear, denominado trecho virgem, aonde se
obtém o índice de compressão (C
c
), que avalia a razão entre variação do índice de vazios
e a tensão vertical efetiva. Para o descarregamento, o mesmo raciocínio pode ser
utilizado, obtendo assim o índice de descompressão (C
s
). Como o fenômeno de
adensamento é mais significativo em solos finos, realizaram-se apenas ensaios com o
material denominado rejeito fino, em duas condições: fofo e compacto. Este ensaio é
regulamentado pela norma brasileira NBR 12007/90 – Ensaio de adensamento
unidimensional.
Algumas modificações foram realizadas no anel, de forma a possibilitar a colocação de
um maior volume de amostra. Utilizou-se, portanto, um anel de 3cm de altura por 7,15cm
de diâmetro, o que significa uma relação diâmetro altura de 2,4.
4.4.1. Ensaio de Adensamento nº1: Corpo de Prova Fofo
O ensaio de adensamento executado com a amostra em estado fofo foi idealizado para
verificar o comportamento do material ao longo de todo um processo de compressão,
desde sua deposição. Para tal, colocou-se o material seco e solto, cujas características
iniciais estão presentes na tabela 4.5.
Tabela 4.5: Características iniciais do Corpo de Prova –Condição Fofa
w
i
(%) 0,56
ρ
d
(g/cm
3
) 1,53
e
0
1,10
Logo após a colocação do conjunto de pedra porosa e topo metálico, que deve ser
colocado sobre a amostra para a execução do ensaio, verifica-se uma compressão inicial
avaliada em aproximadamente 2mm, reduzindo assim a altura inicial do corpo de prova
nesse valor. A saturação foi realizada aos 4 minutos da primeira carga, ou carga de
assentamento (3,125g), verificando um colapso da estrutura. Isto pode ser observado pela
variação do índice de vazios inicial em relação ao índice de vazios de início de ensaio,
conforme mostrado no gráfico da figura 4.5.
72
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
1,10
1,20
1 10 100 1000
Tensão Vertical Efetiva ( kPa )
Índice de Vazios
1,00E-07 1,00E-06 1,00E-05 1,00E-04
K (cm/s)
Carregamento Permeabilidade
Figura 4.5: Gráfico índice de vazios x tensão vertical
Esta figura também permite concluir que o material tem comportamento normalmente
adensado, pois não há inflexão na curva que permita o cálculo da tensão de
sobreadensamento do material.
O gráfico entre índice de vazios e tensão vertical permite a obtenção da razão de
compressão e dos índices de compressão e descompressão. Tem-se, portanto:
121,0
800log10log
59,082,0
'log
=
−
−
−=
∆
∆
−=
v
c
e
C
σ
(eq. 4.1)
e
0
Colapso aos 4minutos da carga de
assentamento devido à saturação do
corpo de prova.
73
008,0
800log50log
59,060,0
'log
=
−
−
−=
∆
∆
−=
v
s
e
C
σ
(eq. 4.2)
057,0
)10,11(
12,0
)1(
0
=
+
=
+
=
e
C
C
c
R
(eq. 4.3)
Um baixo valor para o índice de descompressão já era esperado, uma vez que o solo não
recupera o volume original após o carregamento imposto. A razão entre C
s
e C
c
para este
material é de 0,07, inferior ao valor para solos argilosos, em geral na faixa de 0,10 a 0,15.
Para cada etapa de adensamento é possível obter o coeficiente de adensamento vertical
(c
v
). A figura 4.6 apresenta um gráfico que correlaciona o coeficiente de adensamento
com a tensão vertical efetiva atuante. O coeficiente de adensamento médio para o ensaio
é de 1,17x10
-6
m
2
/s. A permeabilidade média, calculada durante o ensaio, é de 5,37x10
-6
cm/s.
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
1 10 100 1000
Tensão Vertical Efetiva ( kPa )
Cv ( 10E
-6
x m2/s )
Figura 4.6: Gráfico entre Tensão Vertical Efetiva versus Coeficiente de Adensamento
Ao final do ensaio, o corpo de prova apresentou uma variação de 0,50 no índice de
vazios. O teor de umidade final encontrado foi de 18,4%, sendo o corpo de prova
considerado saturado ao final do ensaio.
74
4.4.2. Ensaio de Adensamento nº2: Corpo de Prova Compactado
Para ensaio de adensamento em amostra compacta, moldou-se o corpo de prova em uma
densidade próxima da densidade máxima de compactação. O mesmo foi saturado antes
do primeiro carregamento, considerando o ensaio saturado. A figura 4.7 mostra a variação
do índice de vazios em relação à tensão vertical efetiva e o coeficiente de permeabilidade
para cada estágio de carregamento. Nota-se que o índice de vazios inicial não possui
variação significativa em relação ao índice de vazio após a carga de assentamento. A
tabela 4.6 resume as características do corpo de prova no início do ensaio.
Tabela 4.6: Características iniciais do Corpo de Prova - Condição Compacta
w
i
(%) 13,89
ρ
d
(g/cm
3
) 2,03
e
0
0,58
0,520
0,530
0,540
0,550
0,560
0,570
0,580
0,590
1 10 100 1000
tensão vertical ( kPa )
índice de vazios
1,00E-08 1,00E-07 1,00E-06 1,00E-05
K (cm/s)
Carregamento Permeabilidade
Figura 4.7: Gráfico entre índice de vazio e tensão vertical efetiva
75
Esta figura também permite concluir que o material, diferentemente do que ocorre com o
material fofo, possui inflexão que permite a obtenção da tensão de sobreadensamento
(σ’
vm
). Com a construção gráfica denominada por método Pacheco Silva para a obtenção
da tensão de sobreadesamento, temos que σ’
vm
é avaliada em 160kPa.
O gráfico entre índice de vazios e tensão vertical permite a obtenção dos índices de
compressão e descompressão, conforme mencionado anteriormente. Tem-se, portanto:
056,0
800log400log
522,0539,0
'log
=
−
−
−=
∆
∆
−=
v
c
e
C
σ
(eq. 4.4)
007,0
800log50log
522,0530,0
'log
=
−
−
−=
∆
∆
−=
v
s
e
C
σ
(eq. 4.5)
035,0
)58,01(
056,0
)1(
0
=
+
=
+
=
e
C
C
c
R
(eq. 4.6)
Para cada etapa de adensamento é possível obter o coeficiente de adensamento (c
v
). A
figura 4.8 apresenta um gráfico que correlaciona o coeficiente de adensamento com a
tensão vertical efetiva atuante. O coeficiente de adensamento médio para o ensaio é de
1,64x10
-6
m
2
/s. A permeabilidade média obtida para este ensaio é de 7,47x10
-7
cm/s, valor
este mais baixo que em o encontrado em ensaios de permeabilidade ou mesmo em
ensaio de adensamento com amostra em estado mais fofo.
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
1 10 100 1000
tensão vertical ( kPa )
Cv ( 10E-6 x m2/s )
Figura 4.8: Gráfico entre Tensão Vertical Efetiva x Coeficiente de Adensamento
e
0
76
Ao final do ensaio, o corpo de prova apresentou uma variação de 0,05 no índice de
vazios. O teor de umidade final encontrado foi de 14,6%.
4.4.3. Avaliação Global dos Ensaios de Adensamento
Analisando o conjunto dos ensaios percebe-se uma pequena defasagem entre a curva de
adensamento do estado fofo e do estado compacto, conforme figura 4.9. Esta pequena
variação do índice de vazios ao final da etapa de carregamento, avaliada em 0,07, pode
ser atribuída ao arranjo estrutural das partículas do solo moldado de forma fofa para
suportar as cargas adicionadas e às imperfeições de medida. Um exemplo de imperfeição
pode ser observado ao se colocar o cap, e esta medida possui grande variabilidade. É
possível que em tensões mais elevadas este valor se iguale, porém o ensaio a elevadas
tensões não é usual.
Os valores calculados para índice de compressão, descompressão e coeficiente de
adensamento são, para as duas densidades analisadas, da mesma ordem de grandeza. A
faixa de razão de compressão (C
R
), entre 0,057 a 0,035, indica uma material muito pouco
compressível. O coeficiente de adensamento vertical obtido é cerca de 100 vezes superior
ao coeficiente de adensamento vertical de argilas, da ordem de 10
-8
m
2
/s. Estes resultados
estão consistentes com a condição de comportamento siltoso do material.
A Tabela 4.7 apresenta um resumo dos valores de coeficiente de permeabilidade obtidos
nos ensaios de adensamento e de permeabilidade a carga variável.
Tabela 4.7: Resumo dos valores de coeficiente de permeabilidade
Ensaio e k (cm/s)
Permeabilidade a carga Variável 0,45 8,4 x 10
-6
Adensamento – Condição Fofa 1,10 – 0,60 5,4 x 10
-6
(*)
Adensamento – Condição Compacta 0,58 – 0,52 7,5 x 10
-7
(*)
(*) valores médios
77
0,500
0,600
0,700
0,800
0,900
1 10 100 1000
Tensão Vertical Efetiva ( kPa )
Índice de vazios
Figura 4.9: Comparação entre curvas de adensamento
A permeabilidade durante os ensaios de adensamento é outro ponto a ser considerado. É
de se esperar que amostras compactadas sejam menos permeáveis que as amostras
fofas, e este resultado foi aqui obtido. Porém a amostra compactada possui
permeabilidade superior à obtida em ensaio de permeabilidade. Isto também é correto,
visto que a amostra compactada começa com densidade próxima à amostra do ensaio de
permeabilidade, e ao longo do ensaio aumenta esta densidade, acarretando a diminuição
da permeabilidade.
Fofo
Compacto
78
4.5. Ensaio de Cisalhamento Direto
A resistência ao cisalhamento de um volume de solo é a resistência interna que este
elemento pode oferecer para resistir a rupturas e deslizamentos ao longo de um plano no
seu interior. A resistência ao cisalhamento é fator importante em análises de problemas
de estabilidade de barragens de rejeitos.
Os valores de resistência ao cisalhamento em laboratório podem variar de acordo com as
condições impostas, e por isso torna-se importante modelar o problema antes da
execução dos ensaios. De forma geral, uma taxa constante de deslocamento é aplicada,
medindo-se a força cisalhante correspondente ao deslocamento imposto. Este ensaio é
descrito por HEAD(1984).
Como é de simples execução, o ensaio de cisalhamento direto é um dos mais utilizados
para a determinação da resistência dos solos, mas apresenta algumas desvantagens:
♦ A amostra de solo é forçada a romper em um plano de ruptura pré-definido;
♦ A distribuição de tensões na superfície de ruptura não é uniforme;
♦ O padrão de tensão que atua sobre a amostra é complexo e as direções dos
planos de atuação das tensões principais, sofrem rotação durante o ensaio;
♦ Não há controle de drenagem;
♦ A poropressão não pode ser medida durante o ensaio;
♦ A deformação a qual o solo é submetido é limitada ao comprimento de travamento
de equipamento.
4.5.1. Moldagem do Corpo de Prova
A moldagem do corpo de prova se deu com o auxílio de um soquete prismático, cuja base
possui as dimensões da caixa de cisalhamento. Adiciona-se uma quantidade de amostra
calculada de forma a se obter a densidade desejada (no caso a densidade de
compactação) ao final do processo de moldagem. Posteriormente, coloca-se sobre o
material o soquete e, com o auxílio de um macaco hidráulico prensa-se o material até a
altura desejada. Este procedimento é repedido 3 vezes, sendo o corpo de prova moldado
em 3 pequenas camadas de forma a melhorar a homogeneidade ao longo do mesmo.
79
De forma a verificar a constância do processo de moldagem, pesou-se todos os corpos de
prova e calculou-se suas densidades, conforme apresentado na tabela 4.8. Verifica-se
que a densidade média encontrada é superior à densidade de compactação, porém esta
diferença não é significativa e é inerente ao processo de moldagem utilizado.
Tabela 4.8: Características dos corpos de prova em ensaio de cisalhamento direto
CP1 CP2 CP3 CP4
Massa Total (g) 2881,8 2877,7 2881,9 2875,4
Massa de solo (g) 189,1 185 189,2 182,7
ρ (g/cm
3
) 2,50 2,45 2,50 2,42
ρ
d
(g/cm
3
) 2,23 2,18 2,23 2,16
ρ
dmedio
(g/cm
3
) 2,20
4.5.2. Resultado dos Ensaios e Conclusões
Os resultados dos ensaios realizados, conforme procedimentos descritos em HEAD
(1984), apresentam-se resumidos nas Figuras 4.10 e 4.11.
0
50
100
150
200
250
300
350
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
deslocamento horizontal ( cm )
tensão cisalhante ( kPa )
100kPa 200kPa 300kPa 400kPa
Figura 4.10: Gráfico de deslocamento horizontal versus tensão cisalhante
80
0,00
0,01
0,01
0,02
0,02
0,03
0,03
0,04
0,04
0,05
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
deslocamento horizontal ( cm )
deslocamento vertical ( cm )
100kPa 200kPa 300kPa 400kPa
Figura 4.11: Gráfico de deslocamento horizontal versus deslocamento vertical
Nota-se que o material apresenta comportamento típico de areias fofas ou argilas
normalmente adensadas. O ângulo de atrito obtido pelo gráfico de tensão normal versus
tensão cisalhante, conforme observado pela inclinação do gráfico presente na figura 4.12,
é de 32º, considerando-se que o material não apresenta coesão, o que é consistente com
o fato do material ser não plástico (IP=0). Apesar do material possuir granulometria silto-
arenosa, as características de resistência apontam diretamente para um solo arenoso,
com compacidade fofa a média.
0,0
50,0
100,0
150,0
200,0
250,0
300,0
0,0 50,0 100,0 150,0 200,0 250,0 300,0 350,0 400,0 450,0 500,0
tensão normal ( kPa )
tensão cisalhante ( kPa )
Figura 4.12: Gráfico de tensão normal versus tensão cisalhante
32º
81
4.6. Ensaio Triaxial
O ensaio triaxial (BISHOP & HENKEL, 1957) é uma das principais ferramentas para a
obtenção dos parâmetros de resistência de solos em laboratório. Em geral, o corpo de
prova de solo saturado é primeiro adensado por aplicação de pressão hidrostática, cujo
valor é σ
3
, que resulta em drenagem e diminuição de volume do corpo de prova original.
Após a poropressão gerada pela aplicação da tensão de confinamento ser dissipada,
aumenta-se a tensão desviadora, ∆σ
d
, no corpo de prova de forma a provocar a ruptura
por cisalhamento. Durante a fase de cisalhamento, dois tipos de ensaio podem ser
realizados: CIU ou não-drenado, aonde a poropressão (u) e o aumento da tensão
desviadora (ou desvio) devem ser computados para que o comportamento de resistência
efetiva do solo seja então definido; ou CD (drenado), aonde a poropressão é mantida nula
medindo-se então a variação volumétrica durante o ensaio, que é avaliada juntamente
com a variação da tensão desviadora.
À partir das medidas de tensão desviadora, poropressão/variação volumétrica e
deformação axial, demais parâmetros podem ser obtidos, como por exemplo a variação
da tensão principal maior durante o ensaio. Os padrões gerais dos parâmetros de
interesse são plotados contra a deformação axial no eixo das abscissas. Para areias fofas
ou argilas normalmente adensadas, o valor da tensão desviadora ou da
poropressão/variação volumétrica aumenta gradativamente até estabilizar em um valor
máximo. Já em areias compactas e argilas sobreadensadas, o valor sobe até um pico e
depois decresce até estabilizar em um valor inferior. Este decréscimo se deve à tendência
do solo dilatar-se.
4.6.1. Procedimento de Ensaio
O ensaio triaxial possui 3 etapas: saturação, adensamento e cisalhamento. Uma
descrição detalhada do ensaio e dos procedimentos pode ser encontrada em HEAD
(1984).
82
Saturação
Na etapa de saturação, usa-se em geral a técnica de contra-pressão para a completa
saturação do corpo de prova de forma que as etapas de adensamento e cisalhamento
sejam adequadamente realizadas. Com medidas consecutivas do parâmetro B (razão
entre a poropressão gerada e a tensão de confinamento), este deve ser levado até o valor
próximo à 100%. São feitas, portanto, medidas da variação de volume por meio de uma
bureta graduada, conforme figura 4.13(a), e a pressão confinante é aplicada por meio de
um sistema de potes de mercúrio (figura 4.13(b)).
(a) (b)
Figura 4.13: Medida de variação de volume por buretas graduadas (a) e aplicação de
pressão confinante por meio de potes de mercúrio (b).
Adensamento
Nesta fase ocorre a aplicação da pressão hidrostática previamente definida e com a saída
de água dos vazios para o sistema de drenagem. Esta pressão aplicada será o valor
correspondente à tensão principal menor (σ
3
) de ensaio. Procede-se com esta etapa da
mesma forma que um carregamento de adensamento convencional, executando-se
leituras de variação volumétrica nos tempos estipulados pelo ensaio de adensamento. A
máxima leitura de variação volumétrica corresponde à variação de área e altura na qual o
corpo de prova deve ser reduzido para entrada de dados na etapa de cisalhamento.
83
Cisalhamento
Na etapa de cisalhamento, um sistema de aquisição de dados capta as leituras da
variação de poropressão/variação volumétrica, de tensão desviadora e de deformação
axial em tempos estipulados. Essas leituras permitem avaliar o comportamento do corpo
de prova durante esta etapa, pela obtenção dos parâmetros referentes à variação da
tensão principal maior, variação de poropressão/volume, parâmetros p e q, sendo que
estes podem ser avaliados em termos de tensões efetivas ou totais.
4.6.2. Moldagem do Corpo de Prova
Para a obtenção dos corpos de prova, moldados na umidade ótima e densidade máxima,
utilizou-se uma prensa hidráulica e um molde com sistema de dupla aplicação de carga,
conforme figura 4.14. O molde possui dois colares, um superior e outro inferior,
compactando estaticamente o material até a densidade desejada desde que a massa
acrescentada seja compatível. Acrescenta-se o material em etapas, compactando
levemente cada etapa para que o material não exceda o tamanho do molde.
Figura 4.14: Sistema de aplicação de carga utilizado na compactação do material
Uma seqüência da moldagem dos corpos de prova pode ser observada na figura 4.15. O
corpo de prova, depois de moldado é extraído do molde com a utilização de um macaco
hidráulico acionado manualmente.
84
Figura 4.15: Processo de moldagem dos corpos de prova
A fim de se verificar se a umidade e densidade se mantêm ao longo do corpo de prova,
executou-se um teste rápido de verificação com a moldagem de um corpo de prova com
as mesmas características dos utilizados nos ensaios. A massa inicial prevista para o
corpo de prova é de 493,3g. Porém, perdas ocorrem no processo de moldagem devido à
colocação do material no molde cilíndrico e durante a extração. Verificou-se também
perda devido à retenção do material entre o molde e os colares, devido a pequeno
espaçamento existente entre os dois que permite que a compactação seja executada sem
que ocorra atrito entre estas partes. Os dados iniciais de um corpo de prova preliminar
após a moldagem estão listados na tabela 4.9.
Tabela 4.9:Dados do corpo de prova inicial
CP
M
total
(g) 482,00
Altura (cm) 10,90
Área (cm²) 20,27
Volume (cm³) 220,99
Densidade (g/cm³) 2,18
Umidade (%) 11,6
85
Depois da moldagem, cortou-se o mesmo em 3 partes, tirando altura e massa, e levando
o mesmo para a estufa. Os dados para topo, meio e base do corpo de prova estão
listados na tabela 4.10.
Tabela 4.10: Avaliação da densidade ao longo do corpo de prova
Topo Meio Base
Cápsula A12 34 G09
Mcapsula (g) 16,98 18,20 13,91
h (cm)* 2,93 3,13 4,93
Volume (cm
3
)** 59,39 63,34 99,97
Pcap+solo+w (g) 144,01 151,85 230,28
Psolo+w (g) 127,03 133,65 216,37
Densidade (g/cm
3
) 2,14 2,11 2,16
Psolo (g) 113,73 119,61 193,60
Pw (g) 13,30 14,04 22,77
w (%) 11,7 11,7 11,8
* Média de 5 valores obtidos
** Valor médio
Os resultados apresentaram pequena dispersão, não se verificando uma diferença
significativa devido aos erros de medida a ela associados. O valor médio da densidade
para o corpo de prova é de 2,14g/cm³, ou seja, difere em apenas 2% da densidade total
(2,18g/cm3). O teor de umidade não foi significativamente diferente entre as partes do
corpo de prova e no corpo de prova como um todo.
4.6.3. Ensaio Triaxial CIU (Não-Drenado)
O ensaio triaxial não-drenado, desde o começo das suas análises, forneceu grande
variabilidade nos resultados, apresentando principalmente dificuldade de repetibilidade de
resultados. Utilizou-se 4 tensões diferentes, de 100, 200, 300 e 400 kPa, totalizando 24
ensaios, realizados da seguinte forma:
♦ 3 são ensaios de 100 kPa (figura 4.16), sendo 2 utilizados no resultado final;
♦ 6 são ensaios de 200 kPa (figura 4.17), sendo apenas 2 utilizados no resultado
final;
♦ 8 são ensaios de 300 kPa (figura 4.18), sendo apenas 2 utilizados no resultado
final;
86
♦ 7 são ensaios de 400 kPa (figura 4.19), sendo 4 utilizados no resultado final.
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Deformação Axial (%)
Tensão Desviadora (KPa)
CP1 CP5 CP7
Figura 4.16: Gráfico Tensão versus Deformação para σc= 100 kPa
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Deformação Axial (%)
Tensão Desviadora (KPa)
CP2 CP9 CP10 CP20 CP22 CP23
Figura 4.17: Gráfico Tensão versus Deformação para σc= 200 kPa
87
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Deformação Axial (%)
Tensão Desviadora (KPa)
CP3 CP6 CP11 CP13 CP14 CP21 CP24 CP25
Figura 4.18: Gráfico Tensão versus Deformação para σc= 300 kPa
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Deformação Axial (%)
Tensão Desviadora (KPa)
CP4 CP8 CP12 CP16 CP17 CP18 CP19
Figura 4.19: Gráfico Tensão versus Deformação para σc= 400 kPa
Destes 24 ensaios, 7 podem ser diretamente excluídos pois apresentaram discrepâncias
significativas com os demais resultados, em decorrência de problemas durante o ensaio
tais como vazamentos, rompimento da membrana e base de dados incompleta. Dos 17
88
ensaios restantes, 10 foram aproveitados para a obtenção da envoltória de resistência,
sendo que para a tensão de 400 kPa obteve-se 4 resultados considerados consistentes.
O processo de moldagem apresentou uma variação significativa no índice de vazios,
conforme pode ser verificado na tabela 4.11 que apresenta um resumo das principais
propriedades dos corpos de prova. Isto se deve ao fato do equipamento de aplicação de
carga para moldagem, em determinado momento, não conseguir aplicar carga suficiente
para obter a densidade correta com altura final igual aos demais. Porém, tais ensaios se
concentraram nas tensões de 400 kPa e verificou-se a repetibilidade destes, não se
considerando, portanto, esta variação como um problema significativo no ensaio.
Tabela 4.11: Resumo das propriedades físicas dos corpos de prova utilizados
σ
c
(kPa)
CP
w
i
(%)
w
f
(%)
ρ
d
(kN/m³) S (%)
e
100 kPa (1)
1
17,02 12,06 2,09 72 0,54
100 kPa (2)
5
16,15 11,90 2,12 74 0,52
200 kPa(1)
9
15,72 11,76 2,08 69 0,55
200 kPa (2)
22
15,97 11,65 2,07 67 0,56
300 kPa (1)
24
13,45 12,03 2,11 74 0,52
300 kPa (2)
25
13,96 12,03 2,11 74 0,52
400 kPa (1)
16
16,21 11,63 2,03 64 0,59
400 kPa (2)
17
16,54 11,99 1,98 61 0,63
400 kPa (3)
18
16,89 11,88 2,01 64 0,60
400 kPa (4)
19
16,48 11,88 2,03 65 0,59
Valores Médios 15,84 11,88 2,06 68 0,56
De forma geral, o material apresentou aumento gradativo da tensão desviadora até o final
do ensaio, como pode ser visto no gráfico presente na figura 4.20(a). O gráfico de
variação de poropressão versus deformação axial específica evidencia comportamento de
solo sobreadensado. Pela proximidade dos gráficos das tensões de 200 e 300 kPa, o
excesso de poropressão gerado se confunde, conforme visto na figura 4.20(b).
89
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
0 5 10 15 20
Deformação Axial (%)
Tensão Desviadora (KPa)
100kPa (1) 100kPa (2) 200kPa (1) 400kPa (1) 400kPa (2)
400kPa (3) 400kPa (4) 200kPa (2) 300kPa(1) 300kPa(2)
(a)
-120
-100
-80
-60
-40
-20
0
20
40
60
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Deformação Axial (%)
U (KPa)
(b)
Figura 4.20: Gráficos (a) Tensão desviadora versus deformação axial e (b) Excesso de
poropressão gerado durante o ensaio versus deformação axial específica
A envoltória de resistência pode ser obtida traçando-se os círculos de Mohr
correspondentes aos valores máximos de tensão desviadora somada ao valor de tensão
confinante. O ângulo de atrito encontrado, em termos de tensões efetivas, se aproxima de
90
41º, conforme nos mostra o gráfico presente na figura 4.21. Não se verifica, porém, valor
de coesão, o que indica comportamento de resistência de solos não-coesivos.
Figura 4.21: Envoltória de resistência em termos de Tensões Efetivas
Outra forma de se obter (e, no caso, se verificar) o valor do ângulo de atrito é pela
inclinação do gráfico p’ x q (figura 4.22). As trajetórias de tensões efetivas inclinadas para
a direita indicam solo com comportamento sobreandensado, conforme já observado nos
resultados de poropressões obtidos.
A tangente do ângulo de inclinação da trajetória de tensões efetivas é igual ao seno do
ângulo de atrito (φ’). Sendo o ângulo de atrito deduzido desta forma, ele se reduz à 39º.
Como ambos os ângulos são obtidos graficamente, um erro de 2º é muito pequeno perto
dos erros inerentes na medição, sendo considerado o ângulo de atrito de 40º para o
material em estudo. Como esperado, o ângulo de atrito em termos de tensões totais é de
41º, semelhante ao obtido em termos de tensões efetivas.
91
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
p' (KPa)
q (KPa)
Figura 4.22: Caminho de Tensões Efetivas
4.6.4. Ensaio Triaxial CD (Adensado e Drenado)
Tendo em vista a variabilidade dos resultados apresentados no ensaio CIU e também a
diferença de cerca de 10º entre os ângulos de atrito no ensaio CIU e ensaio de
cisalhamento direto, resolveu-se então realizar ensaios CD, não programados
inicialmente.
Com o sistema de moldagem anteriormente descrito, confeccionaram-se 6 corpos de
prova, sendo que apenas 4 foram utilizados na avaliação final do ensaio. A densidade
aparente seca, conforme pode ser observado na tabela 4.12, variou menos de 1% entre
os corpos de prova estudados, ficando pouco abaixo do valor obtido em ensaio de
compactação conforme já esperado pelas perdas durante a moldagem.
32º
92
Tabela 4.12: Valores de densidade nos corpos de prova moldados
CP1 CP2 CP4 CP5
M (g) 484,62 485,55 484,97 485,70
V
i
(cm
3
) 208,98 206,33 206,94 205,93
ρ (g/cm
3
) 2,32 2,35 2,34 2,36
w (%) 11,9 11,9 11,9 11,9
ρ
d
(g/cm
3
) 2,07 2,10 2,09 2,11
ρ
dmed
(g/cm
3
) 2,09
Estipulou-se utilizar 4 tensões confinantes diferentes, obtendo assim 4 pontos distintos da
envoltória de resistência, sendo essas tensões de 100, 200, 300 e 400kPa. De forma
geral, o material apresentou aumento gradativo da tensão desviadora até o valor de pico e
sofrendo pequeno decréscimo com maiores deformações, como pode ser visto no gráfico
presente na figura 4.23 (a). O gráfico de variação volumétrica versus deformação axial
específica apresenta pequena dilatância no princípio do ensaio, conforme figura 4.23(b).
0,0
200,0
400,0
600,0
800,0
1000,0
1200,0
1400,0
1600,0
1800,0
2000,0
0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0 22,0
deformação específica ( % )
tensão desvio ( kPa )
400kPa 200kPa 100kPa 300kPa
(a)
93
-3,0
-2,0
-1,0
0,0
1,0
0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0 22,0
deformação específica ( % )
deformação volumétrica ( % )
400kPa 200kPa 100kPa 300kPa
(b)
Figura 4.23: Gráficos (a) Tensão desviadora versus deformação axial e (b) deformação
volumétrica versus deformação axial específica
O valor do ângulo de atrito pode ser obtido por aproximação no caminho de tensões, ou
gráfico p’ x q, pois sabe-se que a tangente do ângulo de inclinação deste gráfico é igual
ao seno do ângulo de atrito da envoltória de resistência. Este gráfico pode ser observado
na figura 4.24, e como o material é não-plástico e com comportamento de solo arenoso,
considera-se também que este não apresenta coesão. Logo:
º42'
)'()º7,33tan(
)'()'tan(
≈
≈
≈
ϕ
ϕ
ϕ
α
sen
sen
O ângulo de atrito elevado, já esperado, pode ser atribuído ao alto teor de ferro presente
na amostra.
94
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
0 250 500 750 1000 1250 1500
p ( kPa )
q ( kPa )
Figura 4.24: Gráfico p x q – ensaio CD
4.7. Discussão dos Resultados
Os resultados obtidos nos mais diversos ensaios apresentados neste capítulo, em
conjunto com os resultados iniciais apresentados no capítulo anterior, nos permite avaliar
o comportamento do material, predominantemente granular, apesar de sua granulometria
e permeabilidade siltosa.
Os ensaios de resistência nos confirmam tal característica, mas levantam a questão da
diferença entre os valores de ângulos de atrito obtidos nos diferentes ensaios de
resistência ao cisalhamento. A figura 4.25 mostra os resultados dos ensaios em conjunto,
para melhor avaliação.
Avaliando as características dos ensaios, tem-se:
♦ O ensaio de cisalhamento direto, por possuir plano de ruptura definido, força a
ruptura da amostra em um plano cujo ângulo de atrito encontrado é inferior ao
valor do ensaio de triaxial;
♦ Os valores de densidade aparente seca, obtidos nas moldagens (Valores
médios – ρ
(CIU)
= 2,06g/cm
3
; ρ
(CD)
= 2,08 g/cm
3
; ρ
(Cisalhamento Direto)
= 2,22 g/cm
3
),
33,7º
95
diferem em apenas 6% não justificando a diferença nos valores de ângulo de
atrito (inclusive o ensaio de cisalhamento apresenta o maior valor de
densidade, e mais próximo do valor obtido em compactação);
♦ O ensaio drenado apresenta maior resistência que o não-drenado, sendo que a
variação entre os valores encontrados nos ensaios triaxiais está dentro dos
valores encontrados em literaturas e em conformidade com estes.
Figura 4.25: Envoltória para os ensaios de resistência, em termos de tensões totais
Vale ressaltar que o ensaio triaxial CD não fora previsto no programa de ensaios inicial,
sendo posteriormente incluído a fim de se verificar a diferença encontrada entre os
resultados dos ensaios de cisalhamento direto e triaxial CIU. A diferença dos tipos de
ensaio e as características próprias do material são as únicas justificativas aqui
encontradas para a diferença entre os valores de ângulo de atrito obtidos.
96
CAPÍTULO 5 – ENSAIO EM CENTRÍFUGA GEOTÉCNICA
5.1. Considerações Iniciais
O presente capítulo tem por objetivo apresentar os resultados da modelagem física em
centrífuga geotécnica. Apresenta-se um relato do processo de preparação dos ensaios,
dos equipamentos utilizados e de ensaios convencionais realizados em amostras obtidas
em centrífuga e de ensaios centrífugos com variação de velocidade e aceleração.
5.2. Equipamento Utilizado: Mini-CPT
Baseado em algumas literaturas específicas (LUNNE et al. 1997, ALMEIDA 1984,
SCHNAID 2000), desenvolveu-se um mini-CPT para ensaio em centrífuga geotécnica
com a principal função de se obter a resistência de ponta em ensaios de penetração. O
equipamento, em sua fase de elaboração, deveria suportar características limitantes
importantes, tais como:
♦ A resistência da célula de carga existente (125N) deveria suportar a resistência de
ponta líquida medida;
♦ Seu comprimento total deveria levar em conta a altura da caixa, a altura da
camada de ensaio e o comprimento do atuador, o que implica em um equipamento
com comprimento inferior a 180mm;
♦ A haste interna do mini-CPT, para leitura de resistência de ponta, deveria suportar
as cargas sem ocorrência de flambagem.
Utilizando a metologia descrita por LEHANE (2005) para estacas cravadas por
compressão em areias, estimou-se qual seria a resistência do material simulando a
cravação de uma estaca, ou seja, o mini-CPT. Esta metodologia leva em conta
características de resistência e índices físicos do solo a ser ensaiado, além das
características geométricas do equipamento, calculando separadamente as resistências
por atrito lateral e por resistência de ponta. Com isso, pôde-se variar o diâmetro externo
do CPT de forma a atingir (com segurança) a carga limite da célula de carga utilizada,
97
encontrando assim um diâmetro de cone compatível para miniaturização. As
características finais CPT são:
♦ 9mm de diâmetro externo;
♦ Haste interna de 5mm;
♦ Comprimento total de 165mm (incluindo célula externa), sendo aproximadamente
70mm de haste livre para cravação ;
♦ Peso total (incluindo células de carga) de 323g.
Implementou-se uma tentativa de obtenção do atrito lateral, com a colocação de uma
célula de carga para a medição da carga total do sistema. Este sistema, porém, não foi
eficiente para a medição de cargas, sendo a célula de carga utilizada pouco sensível.
O mini-CPT utilizado pode ser visualizado nas figuras 5.1 a 5.3. A figura 5.2 mostra um
detalhe das células de carga instaladas no equipamento, para melhor entendimento do
sistema, pois a célula de ponta fica interna a um corpo metálico, que transfere a
resistência de ponta para a célula total externa.
Figura 5.1: Vista completa e esquema do mini-CPT
Figura 5.2: Detalhe da localização das células de carga
Célula Total
Célula de Ponta
98
Figura 5.3: Esquema do projeto do cone (medidas em mm)
5.3. Amostras: Preparação, Procedimento de Ensaio e
Parâmetros de Moldagem
5.3.1. Preparação e Procedimento de Ensaio
É comum dividir a forma de preparação de amostra para uso em centrífuga geotécnica
(ALMEIDA et al. 2008) entre dois tipos clássicos de materiais, a saber:
♦ Areias: amostra preparada pelo método de pluviação a seco com o equipamento
em funcionamento lento, sendo que a distância de queda das partículas influencia
na compacidade final da amostra. Como tende a formar material acumulado
pontualmente ao se depositar, necessita que o processo seja executado ao longo
da caixa de forma a moldar adequadamente a amostra para o ensaio.
Posteriormente esta é saturada;
99
♦ Argilas: amostras argilosas são introduzidas em consistência de lama, em geral
com a umidade do material em torno de 1,5 vezes o limite de liquidez da mesma.
Como não sedimenta rapidamente, a lama preenche toda a caixa de ensaio e
pode ser lançada em um único ponto que o movimento giratório fará com que a
camada seja formada. Em seguida, a mesma passa por processo de
adensamento.
Com o objetivo de definir o melhor método de moldagem para a amostra em questão,
testaram-se as duas formas acima descritas para moldagem, sendo que as duas
apresentaram inconvenientes. Ao se moldar pela forma de solo arenoso, o material além
de não se depositar adequadamente, levantava uma “poeira” problemática para as partes
elétrica e eletrônica do equipamento e obstruiu com facilidade o duto de colocação de
material, de forma que o procedimento tornou-se inviável. Como material argiloso, por
material muito denso, a maior parte das partículas sedimenta muito rapidamente o que
não permite a formação da camada de forma aceitável. Utilizou-se também a forma de
pluviação em via úmida com o equipamento parado, porém a quantidade de água para
que o processo atingisse seu objetivo colocava a amostra com teor de umidade muito
elevado, o que impedia que o equipamento fosse basculado para inicio de operação.
Adotou-se, portanto uma forma alternativa de preparação de amostra com a centrífuga
parada e por via seca, cujo processo de moldagem e procedimento de ensaio foram
organizados em 3 partes: moldagem, adensamento e ensaio CPT, conforme a seguir.
Moldagem
O processo de moldagem seguiu as seguintes etapas:
♦ Primeiramente posicionou-se um transdutor de poropressão (PPT) no fundo da
caixa, para que se monitore o adensamento durante o ensaio. Este transdutor
deve estar saturado, imerso em água destilada por um mínimo de 24hs;
♦ Colocou-se o material na caixa com o cuidado de evitar poeira e perda, sempre
na quantidade fixa de 8kg;
♦ Acertou-se a superfície superior, que fica na cota de aproximadamente 10cm do
fundo da caixa de amostras;
100
♦ Adicionou-se água, de forma a causar uma coesão aparente na amostra que
permitiu bascular a centrífuga para a posição de ensaio. A água entrou por duto
situado na parte inferior da caixa, o que permitiu que a mesma seja “umedecida”
por ascensão capilar. Sabe-se também que a quantidade de água necessária
deve ser superior à umidade ótima de compactação pois a porção inferior da
amostra estará mais úmida e a parte superior continuará seca. Este valor foi
estimado em 16,5% ou 8cm de coluna de água do reservatório de alimentação.
Ao final deste processo, aparece uma pequena lâmina de água na parte superior
da amostra, conforme pode ser visualizado na figura 5.4;
Figura 5.4: Processo de Umedecimento
♦ É necessário que se aguarde cerca de 30min após a colocação de água, para que
a amostra estabilize, ficando estável para se bascular. Nota-se que a água
penetra na amostra e que a lâmina de água se desfaz por completo, conforme
figura 5.5;
Figura 5.5: Camada para início de ensaio
101
♦ Bascula-se o equipamento e conferem-se todos componentes necessários para
que fase de adensamento se inicie, tais como PPT, mecanismo de controle de
variação de alimentação e câmera de vídeo.
Adensamento
Após o processo de moldagem inicia-se a etapa de adensamento da amostra, que
precede o ensaio em si. Esta etapa segue os seguintes passos:
♦ Antes do início da etapa de adensamento satura-se a amostra. Este processo é
executado com a máquina à 10G. Esta aceleração permite que a entrada de água
sob pressão não danifique a amostra, mesmo o fluxo estando de forma
ascendente;
♦ O processo de adensamento em si ocorre a 50G. O transdutor de poropressão
monitora todo o processo, estipulado em 30min. Por mais que o processo se dê
de forma mais rápida, estipulou-se que este intervalo de tempo era suficiente para
atingir completamente o adensamento primário e que permitiria manter uma
homogeneidade maior entre as diferentes moldagens. Um exemplo da leitura de
poropressão dissipada durante o ensaio pode ser vista na figura 5.6;
0,56
0,57
0,58
0,59
0,6
0,61
0,62
0,63
0,64
0,65
0,66
700 800 900 1000 1100 1200
Tempo de ensaio (s)
Leitura do Transdutor de Poropressão
(volt)
Figura 5.6: Exemplo de leitura de dissipação de poropressão durante ensaio de
adensamento
102
♦ Finalizada esta etapa, a rotação da centrífuga é reduzida à 20G e a drenagem da
água de ensaios é efetuada. Convencionou-se executar tal procedimento a esta
velocidade para que não se danifique a válvula de escoamento, pois espera-se
que com isso minimize os efeitos da variação do campo inercial ao longo da
mesma aumentando sua vida útil.
Ensaios CPT
Terminada a etapa de adensamento, iniciam-se os procedimentos para o ensaio em si,
conforme abaixo:
♦ Após drenagem completa, pode-se parar a centrífuga e instalar os equipamentos
para a execução dos ensaios de penetração, que consistem em mini-cone e
transdutor de deslocamento. Mede-se a altura da camada de material após o
adensamento;
♦ Após todos os equipamentos estarem devidamente instalados e checados, a
máquina é religada e o processo de saturação é novamente iniciado. Nesta etapa,
a quantidade de água adicionada na amostra é controlada em 1155cm
3
ou 7cm
de altura do reservatório, suficiente para saturar a mesma e formar uma pequena
camada de água sobre a camada (cerca de 1cm);
♦ Após a adição de água, altera-se a rotação da centrífuga para a rotação desejada
e espera-se estabilizar para iniciar os ensaios. São executados um total de 3
ensaios por moldagem, tomando o cuidado de manter um espaçamento entre os
furos e entre os bordos da caixa. Este espaçamento porém é executado sem
dispositivo apropriado, podendo causar alguma interferência nas leituras;
♦ Após a finalização dos ensaios, a água deve ser drenada da mesma forma que
descrita anteriormente e só assim a as atividades são finalizadas, com a retirada
do material da caixa.
Como são vários os pontos de erro, a seqüência de execução de cada etapa deve ser
cuidadosa e os equipamentos devem ser testados sempre que possível. Falhas de
comunicação entre o computador de bordo e o computador externo, rompimento de
ligações elétricas, problemas com a saída de água por má colocação do duto de saída ou
103
por esquecimento de válvula ligada, e até mesmo alteração de rotação são falhas comuns
e devem ser minimizadas de forma a se otimizar o tempo dos ensaios.
Os materiais retirados são levados para a estufa e posteriormente descartados. Não são
reutilizados pois ocorre a contaminação por geossintético, colocado no interior da caixa
para auxiliar na drenagem. Como este material tem vida útil reduzida pelo ciclo
colocação/retirada do material, deve ser constantemente trocado. Nesta dissertação,
utilizou-se o mesmo material num conjunto de 3 a 4 moldagens. Um esquema de
drenagem na caixa de amostra é mostrado na figura 5.7.
Figura 5.7: Processo de drenagem desenvolvido no interior da caixa de ensaio
Apesar do processo de adensamento ser monitorado por transdutores de poropressão,
ele não é o foco do presente trabalho e, portanto, não será aqui abordado.
5.3.2. Parâmetros de Moldagem
Os parâmetros de moldagem mostram a qualidade e repetibilidade dos ensaios
executados, informando os índices físicos e demais observações obtidas no processo de
moldagem.
Foram executados um total de 9 ensaios, sendo 1 deles com variação de aceleração. Nos
demais foram executados ensaios de variação de velocidade de penetração de CPT,
sendo que em todos os 9 ensaios realizou-se 1 com velocidade de penetração
normalizada de V=0,5 (revisão bibliográfica, equação 2.15), sendo este denominado
ensaio padrão. Controlou-se a quantidade de material utilizada, altura inicial e final do
104
ensaio, que somados ao ensaio padrão, permitiu a verificação da qualidade dos ensaios.
As Tabelas 5.1 e 5.2 resumem os resultados de todas as moldagens e alguns índices
físicos para o início e final de ensaio, respectivamente.
Tabela 5.1: Resumo dos Índices Físicos nas moldagens – Início de ensaio
Peso Seco (g) 8000
hi (cm) 10
ρ
di
(g/cm
3
) 1,60
e
i
1,01
Tabela 5.2: Resumo dos Índices Físicos nas moldagens – Final de ensaio
Ensaio h
f
(cm) ρ
df
(g/cm
3
) w
f
* (%) e
f
EV 1 9 1,80 - 0,79
EV 2 9 1,80 - 0,79
EV 3 9 1,80 19,6 0,79
EV 4 9 1,80 19,5 0,79
EV 5 9 1,80 - 0,79
EV 6 8,9 1,82 19,3 0,77
EV 7 8,8 1,84 - 0,75
EV 8 9 1,80 - 0,79
EN 9 1,80 - 0,79
Média 9 1,80 19,5 0,79
* o teor de umidade foi retirado por amostragem, ao final de alguns ensaios selecionados
Os resultados dos ensaios padrão evidenciam comportamento homogêneo, conforme
observa-se na figura 5.8. É se de esperar que, como as amostras não são as mesmas,
alguma variação ocorra, porém esta não se apresenta significativa. Os resultados, quanto
à densidade ao final do ensaio, encontram-se situados na faixa de valores de campo
encontrados em LIMA(2006) e são inferiores aos valores de densidade utilizados nos
ensaios em laboratório.
105
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 0,25 0,5 0,75 1 1,25
qc (MPa)
Z (m)
EN
EV1
EV2
EV3
EV4
EV5
EV6
EV7
EV8
Figura 5.8: Ensaio Padrão – Resistência de Ponta x Profundidade
5.4. Ensaios de CPT
5.4.1. Ensaio com Variação de Aceleração (N)
A definição da aceleração a ser utilizada no modelo centrífugo está relacionada
diretamente à variação das tensões ao longo da caixa de amostra, conforme pode ser
observado no capítulo 2 (subitem 2.3.1). Para que o erro nas aplicações centrífugas seja
menor, a igualdade entre tensões no modelo e no protótipo deve ocorrer a uma altura de
h
m
= 2/3 h
p
, conforme pode ser observado na figura 2.9.
Dada às limitações de equipamento (célula de carga e sistema de atuação linear),
estipulou-se que os ensaios com variação de velocidade de penetração se realizariam a
50G, enquanto que os ensaios com variação de aceleração seriam realizados com 25, 50
106
e 75G, respectivamente. Nos ensaios com variação de aceleração, o procedimento de
adensamento é executado da mesma forma que para os ensaios de variação de
velocidade de penetração (50G), e com a velocidade do ensaio padrão (V=0,5).
Para os cálculos de aceleração, considerou-se que a altura do modelo seria a altura inicial
do material logo após sua colocação na caixa, de 10cm. Definindo-se uma aceleração
para o modelo (aceleração a 2/3h
p
), esta deverá ser convertida para uma aceleração no
fundo da caixa que será utilizada como input do computador da centrífuga. A tabela 5.3
resume os dados utilizados nos ensaios.
Tabela 5.3: Dados para ensaios com variação de aceleração e variação de velocidade
N de
ensaio
N (fundo da caixa
de ensaio)
Profundidade Máxima no
Modelo (m)
Profundidade Real
Máxima (m)
25G 27,1G 0,06 1,5
50G 54,1G 0,06 3,0
75G 81,2G 0,06 4,5
Em modelos centrífugos apenas os processos regidos pelos efeitos da gravidade são
verificados. Para se verificar a influência desses processos sobre o protótipo, utiliza-se a
técnica denominada como modelagem de modelos (“Modelling of models”), descrita por
SCHOFIELD (1980). Esta técnica atribui aos processos a similaridade entre diferentes
modelos, como por exemplo, a verificação do mesmo perfil de resistência para protótipos
ensaiados a diferentes acelerações.
Em ensaios com variação apenas da aceleração, é de se esperar que, numa amostra
homogênea, ocorrerá apenas o aumento da profundidade real ensaiada, representando
um aumento da resistência com o aumento de aceleração quando se analisa os dados em
modelo. Isso ocorre pelo fato de que o aumento da aceleração afeta diretamente a altura
real sendo ensaiada. As leituras de célula de carga feitas durante o ensaio (em N) são
então transformadas em leituras reais e o cálculo da pressão de ponta é realizado. Nas
figura 5.9 e 5.10 pode ser observado o resultado em modelo e em escala real.
107
Verifica-se, na figura 5.9, que o CPT encosta na superfície da amostra após 30mm de
deslocamento. Já na figura 5.10, o desvio para a direita no ensaio a 25G, indicando um
aumento na leitura da célula de carga, mostra a proximidade deste ensaio dos bordos da
caixa. Como já mencionado anteriormente, não se possui dispositivos que controlem os
afastamentos laterais, sendo feita por controle visual. Além disso, sabe-se que à medida
que se executam os ensaios mais próximos das extremidades, a ponta do CPT se
aproxima cada vez mais do bordo, pois a caixa de ensaio possui paredes retas, como
pode ser visto na figura 5.11.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Força medida no mini-CPT(N)
Deslocamento (mm)
75G
50G
25G
Figura 5.9: Resultado de ensaio com variação de aceleração – Modelo
108
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
0 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2
qc (MPa)
Z (m)
75G
50G
25G
Figura 5.10: Resultado de ensaio com variação de aceleração – Escala Real
Figura 5.11: Esquema da caixa de amostra
109
5.4.2. Influência da Velocidade em Ensaios de Penetração (V)
Os ensaios com diferentes velocidades de penetração permitem avaliar as condições de
drenagem do material, verificando as faixas de comportamento do material. A existência
de drenagem parcial durante a penetração leva à ocorrência de condições de drenagem
do ensaio intermediárias às condições drenada e não-drenada, podendo introduzir
incertezas na estimativa de parâmetros (BEDIN, 2006). O objetivo destes ensaios é,
portanto, identificar as faixas de drenagem características do solo a partir de ensaios de
penetração de mini-CPT em modelo centrífugo, permitindo assim correlacionar essas
condições com as interpretações de ensaios de laboratório e in situ.
Foram realizados ensaios com diferentes velocidades de penetração e medindo-se a
resistência durante esta cravação. A velocidade foi normalizada, conforme já descrito no
capítulo 2 (FINNIE E RANDOLPH, 1994), ou seja:
v
c
vD
V =
(eq. 2.15)
Realizou-se um total de 16 ensaios, com velocidade adimensional variando entre 0,05 e
150, cujos índices físicos foram apresentados nas tabelas 5.1 e 5.2. As figuras 5.12 e 5.13
apresentam os resultados da resistência medida com a profundidade para os diversos
ensaios realizados.
110
0
0,5
1
1,5
2
2,5
0 0,25 0,5 0,75 1
qc (MPa)
Z (m)
V=0,05 V=0,1 V=0,25 V=0,5 V=0,75
V=1 V=2,5
Figura 5.12: Resistência de Ponta medida ao longo dos ensaios (V de 0,05 a 2,5)
111
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 0,25 0,5 0,75 1
qc (MPa)
Z (m)
V=5 V=7,5 V=10 V=25 V=50
V=75 V=100 V=150 V=5B V=7,5B
Figura 5.13: Resistência de Ponta medida ao longo dos ensaios (V de 5 a 150)
Nota-se que na figura 5.12 os resultados são bastante semelhantes, formando uma
nuvem, diferentemente do apresentado na figura 5.13. Este fato se dá pelos ensaios com
velocidade adimensional inferiores a 1 estarem todos na mesma condição, que no caso é
a condição drenada aonde as poropressões são dissipadas à medida que se procede a
cravação. A partir desta velocidade nota-se um decréscimo das resistências de ponta
obtidas até o ensaio de V=75. Deste ponto em diante, os resultados voltam a ter um leve
acréscimo.
112
A figura 5.14 apresenta, graficamente, os valores de resistência de ponta versus
velocidade adimensional, plotados a profundidades de 0,5; 1; 1,5 e 2m. Nota-se o mesmo
comportamento descrito anteriormente, podendo assim definir (de forma aproximada) as
zonas de comportamento do material:
♦ Para V<1: Comportamento Drenado;
♦ Para 1<V<75: Comportamento Parcialmente Drenado;
♦ Para V>75: Comportamento Não Drenado.
Figura 5.14: Gráfico de Velocidade Adimensional (V) versus Resistência de Ponta (q
c
)
HOUSE et al. (2001) propôs uma normalização para a resistência de ponta, para ensaios
com variação de velocidade de penetração em modelos centrífugos, pela resistência não
drenada mínima encontrada em ensaio (q
und
). A figura 5.15 apresenta os resultados
obtidos para as profundidades citadas anteriormente. Percebe-se um distanciamento dos
valores obtidos para a profundidade de 0,5m. Isto ocorre pelo fato de que a profundidade
de 0,5m sofre maiores influências do processo de moldagem e também dos processos de
drenagem/saturação decorrentes do ensaio. É possível se observar que, durante o
113
ensaio, a camada superior da amostra apresenta pequenas rachaduras, semelhantes às
vistas em campo.
0
1
2
3
4
5
6
0,01 0,1 1 10 100 1000
V = vd/c
v
qc / q
und
0,5m
1,0m
1,5m
2,0m
Figura 5.15: Gráfico de velocidade normalizada versus resistência de ponta normalizada
Este mesmo trabalho propõe um ajuste matemático para os dados, sem no entanto
considerar efeitos viscosos e heterogeneidade do material, baseando-se na seguinte
equação:
η
ω
V
b
aq
+
+=
1
(eq. 5.1)
onde a, b,
ω e η são parâmetros do material de estudo.
Adotando inicialmente os parâmetros apresentados por OLIVEIRA (2001) em sua tese, e
posteriormente utilizando o suplemento solver do MS Excel para solucionar as variáveis
de acordo com a base de dados referentes aos ensaios em rejeito e com os limites
impostos pela formulação (resistência não-drenada igual a 1 e resistência drenada com
valor finito e superior a 1), encontraram-se os seguintes valores:
♦ a = 3,4003;
114
♦ b = -2,3586;
♦ ω = 71,1666;
♦ η = -1,6202.
Nestes cálculos não se consideraram os valores de resistência de ponta na profundidade
de 0,5m. Esta proposição de equacionamento é hoje utilizada em pesquisas com variação
de velocidade de penetração em diferentes materiais. A Figura 5.16 apresenta um ajuste
desta equação ao gráfico.
Figura 5.16: Gráfico com ajuste de equação proposta
Por observação, para velocidades adimensionais abaixo de 30, a equação de ajuste
proposta não diverge significativamente dos dados. Porém, para valores superiores a
este, os dados apresentam uma dispersão, principalmente após velocidade de 75 quando
apresentam um aumento e não reduzem até se estabilizar como propõem a equação.
115
5.5. Ensaios de Cisalhamento Direto com Amostras
Obtidas em Centrífuga
5.5.1. Processo de Obtenção dos Corpos de Prova
A obtenção dos corpos de prova para ensaio de cisalhamento direto passou pelas
mesmas etapas descritas no subitem 5.3.1. Após a etapa de adensamento e drenagem
completa da água, paralisou-se a centrífuga e, com ela na posição basculada, pode-se
moldar 5 corpos de prova, conforme figura 5.17.
(a) (b)
Figura 5.17: Processo de retirada de amostras para ensaio de cisalhamento direto - (a)
Vista superior; (b) Corte AA
As amostras foram retiradas seguindo a seqüência apresentada na figura 5.17. Os anéis
foram cravados com uma profundidade correspondente a duas vezes sua altura de forma
a evitar proximidade da superfície, que pode ser danificada pelo processo de retirada das
amostras. Após a cravação de todos os anéis, aproveitou-se que entre as amostras 1 e 2
estava posicionado o transdutor de poropressão (PPT) para acompanhamento da etapa
de adensamento (e sendo assim não teria como posicionar um anel no local), para se
abrir caminho e assim conseguir extrair as amostras sem danificá-las, já que entre os
anéis 3, 4 e 5 havia uma distância de pouco mais de 1,5cm.
116
Ao final do processo de moldagem e com as aparas deste processo, obteve-se a umidade
inicial de ensaio, de 17,6%. O valor reduzido, em comparação ao obtido para os ensaios
de CPT, se dá pelo fato de haver perda desta umidade durante o processo de moldagem.
5.5.2. Resultados
Executou-se o ensaio de cisalhamento direto nas mesmas tensões verticais utilizadas nas
amostras compactadas, ou seja, de 100, 200, 300 e 400 kPa. Das 5 amostras obtidas,
apenas 4 foram necessárias para a obtenção da envoltória. Porém a 5ª amostra foi
perdida pois houve falha no sistema de aquisição de dados, não sendo aqui computada.
As características das amostras estão presentes na tabela 5.4. As figuras 5.18 e 5.19
mostram os resultados do ensaio.
Nota-se que o material apresenta comportamento de areia fofa, da mesma forma que
visto em ensaio com amostra compactada. O ângulo de atrito obtido pelo gráfico de
tensão normal versus tensão cisalhante, conforme observado pela inclinação do gráfico
presente na figura 5.19, é de 30º, pouco inferior ao encontrado para a amostra
compactada, o era de se esperar já que a densidade das amostras obtidas em centrífuga
são inferiores.
Tabela 5.4: Características das amostras em ensaio de Cisalhamento Direto
Anel σ
n
(kPa) e
0
ρ
di
(g/cm
3
) w
f
(%)
2 100 0,75 1,84 -
3 200 0,75 1,84 17,7
1 300 0,70 1,90 17,1
4 400 0,74 1,85 16,8
Valores Médios 0,74 1,86 17,2
117
0
50
100
150
200
250
300
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
deslocamento horizontal ( cm )
tensão cisalhante ( kPa )
100 kPa 200 kPa 300 kPa 400 kPa
Figura 5.18: Gráfico de deslocamento horizontal versus tensão cisalhante
0,00
0,01
0,01
0,02
0,02
0,03
0,03
0,04
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
deslocamento horizontal ( cm )
deslocamento vertical ( cm )
100kPa 200kPa 300kPa 400kPa
Figura 5.19: Gráfico de deslocamento horizontal versus deslocamento vertical
Nota-se que o material apresenta comportamento de material granular fofo, da mesma
forma que visto em ensaio com amostra compactada. O ângulo de atrito obtido pelo
gráfico de tensão normal versus tensão cisalhante, conforme observado pela inclinação
do gráfico presente na figura 5.20, é de 30º, pouco inferior ao encontrado para a amostra
118
compactada, o era de se esperar já que a densidade das amostras obtidas em centrífuga
são inferiores.
0,0
50,0
100,0
150,0
200,0
250,0
300,0
0,0 50,0 100,0 150,0 200,0 250,0 300,0 350,0 400,0 450,0 500,0
tensão normal ( kPa )
tensão cisalhante ( kPa )
Figura 5.20: Gráfico de tensão normal versus tensão cisalhante
5.6. Discussão Geral dos Resultados
Os resultados dos ensaios com variação de velocidade e variação de aceleração não
encontraram variação de parâmetros e condições de moldagem significativas, conforme
apresentados no subitem 5.3.2. Logo, os ensaios foram realizados com uniformidade e
homogeneidade, indicando qualidade nos resultados obtidos.
Os ensaios com variação de aceleração, por não se dispor de equipamentos adequados
de medida de distância das laterais, apresentou pequeno desvio / aumento de resistência
no ensaio de 25G. Isto não apresentou problema para a avaliação do ensaio, mais serviu
de alerta para a execução dos demais ensaios de variação de velocidade.
Nos ensaios de variação de velocidade, algumas considerações adicionais podem ser
feitas:
30º
119
♦ O limite de velocidade imposto deve-se às limitações do atuador, que não
consegue ultrapassar a velocidade de V = 150;
♦ Não se utilizaram acelerações superiores à 50G para evitar os limites das células
de carga utilizadas, atingindo assim camadas reais menores;
♦ A miniaturização do cone previa a avaliação do atrito gerado lateralmente por uma
célula de carga externa. A célula utilizada inicialmente possuía sensibilidade
suficiente, mais foi avariada durante os ensaios e substituída por uma menos
sensível, o que impossibilitou tais medições.
O ensaio CPT adequadamente interpretado permite a estimativa dos parâmetros de
resistência do solo. Para tal, precisamos inicialmente conhecer as tensões atuantes no
modelo. Conforme colocado na revisão bibliográfica, supõe-se que em modelos
centrífugos a tensão total atuante no modelo é igual à tensão total atuante no protótipo.
Porém, sabe-se que a variação de tensões ao longo do modelo é não linear e, para
centrífugas de pequeno raio, esta variação é significativa. Temos então que:
mVM
gNh
ρσ
=
(eq.5.3)
A equação acima pode ser reescrita, substituindo o produto do fator de escala(N) pela
aceleração da gravidade(g) pelo produto da aceleração centrífuga ao quadrado com o raio
do modelo, conforme indicado na equação 2.3. Este raio, porém, é variável. Tomando
como referência o raio até o topo do modelo e fazendo variar a profundidade z deste,
pode-se reescrever a equação anterior como uma equação integral de fácil resolução, da
seguinte forma:
( )
+=+=
∫
2
2
0
2
z
RzdzzR
t
z
tVM
ρωρωσ
(eq.5.4)
Como a correspondência para valores de tensão é unitária, ou seja cada valor de tensão
encontrado em modelo corresponde diretamente ao valor do protótipo, a tabela 5.5
resume os valores obtidos pela aplicação da equação 5.4 ao longo do modelo de ensaio,
que pode ser observado também na figura 5.21. Levou-se em conta o nível de água sobre
o solo (1cm no modelo) para a execução dos cálculos.
120
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
0 20 40 60 80 100 120
Tensões (kPa)
Profundidade Protótipo (m)
σv (kPa)
U (kPa)
σ'v (kPa)
Figura 5.21: Tensões atuantes ao longo do Protótipo
121
Tabela 5.5: Cálculo das tensões ao longo do Modelo / Protótipo
z (m) σ
v
(kPa) hp (m) u (kPa) σ'
v
(kPa)
0,000 0,00 -0,50 0,00 0,00
0,005 2,16 -0,25 2,16 0,00
0,010 4,34 0,00 4,34 0,00
0,015 9,19 0,25 6,55 2,64
0,020 14,11 0,50 8,80 5,31
0,025 19,09 0,75 11,06 8,02
0,030 24,13 1,00 13,36 10,77
0,035 29,24 1,25 15,69 13,55
0,040 34,41 1,50 18,04 16,36
0,045 39,64 1,75 20,42 19,22
0,050 44,94 2,00 22,83 22,10
0,055 50,30 2,25 25,27 25,02
0,060 55,72 2,50 27,74 27,98
0,065 61,20 2,75 30,23 30,97
0,070 66,75 3,00 32,76 34,00
0,075 72,37 3,25 35,31 37,06
0,080 78,05 3,50 37,89 40,16
0,085 83,79 3,75 40,50 43,29
0,090 89,59 4,00 43,13 46,46
0,095 95,46 4,25 45,80 49,66
0,100 101,39 4,50 48,49 52,90
Os dados destacados são referentes às profundidades utilizadas em análises anteriores.
Utilizando essas mesmas profundidades e aplicando a proposta de ROBERTSON E
CAMPANELLA (1983), presente no capítulo 2 (figura2.18), pode-se obter a trajetória de
tensões para estes valores, aplicáveis somente para a condição drenada. Utilizou-se uma
média dos valores de resistência de ponta (em velocidades inferiores a 1) para o cálculo
de N
q
. A tabela 5.6 resume os valores obtidos para esta envoltória.
Conforme pode ser observado, esta trajetória é válida para baixas tensões, já que a
profundidade máxima de ensaio considerada foi de 2m e a tensão efetiva a esta
profundidade é de 22,1 kPa. O ângulo de atrito encontrado situa-se entre os valores
obtidos em ensaios de resistência. Como a densidade da amostra em centrífuga está
abaixo da densidade utilizada nos ensaios de triaxial e cisalhamento compactados, o
122
resultado encontrado mostrou-se coerente. Observa-se também que a envoltória
encontrada é retilínea.
Tabela 5.6: Correlação entre resistência de ponta e ângulo de atrito
Profundidade (m) q
c
(kPa)
σ'
v0
(kPa)
N
q
Φ’ (º)
0,5 190,28 5,31 36 36
1,0 390,10 10,77 36 36
1,5 578,97 16,36 35 36
2,0 783,23 22,10 35 36
5.7. Considerações Finais
Os ensaios em centrífuga foram bem sucedidos e demonstraram que esta é uma
ferramenta apta para solucionar problemas de diversas magnitudes. O foco dos estudos
nas condições de drenagem de depósitos de rejeito é apenas uma das diversas
possibilidades de modelagem possíveis.
Os ensaios se apresentaram coerentes, e a utilização de correlações presentes na
literatura amplia ainda mais as possibilidades destes.
123
CAPÍTULO 6 – CONCLUSÕES E PROPOSTAS
6.1. Introdução
O presente capítulo tem por objetivo apresentar as conclusões das análises realizadas ao
longo desta dissertação. Enfocam-se os aspectos relativos às dificuldades encontradas e
resultados obtidos, e propõem-se pesquisas relevantes ao tema. As propostas estão
subdivididas em duas partes, ensaio em laboratório e modelagem centrífuga
respectivamente.
6.2. Considerações Iniciais
Os rejeitos, de forma geral, são solos de formação recente cujas propriedades foram
alteradas física e quimicamente, em relação ao seu produto de origem. A mecânica dos
solos, na sua forma mais clássica, propõe um conjunto de ensaios para que se conheça
um determinado material, ensaios estes bem conhecidos e difundidos. Porém, as
características peculiares de novos materiais, podendo-se citar não só os rejeitos
oriundos de processo de beneficiamento como também os resíduos sólidos e rejeitos de
dragagem, dentre outros, devem ser tratados com enfoque mais amplo. Este enfoque
deve envolver não só os conceitos da mecânica dos solos clássica, como também
ensaios químicos e modelos físicos, ampliando o conhecimento geotécnico destes
materiais.
6.3. Conclusões
6.3.1. Ensaios de Laboratório
Resumindo os resultados já comentados ao longo desta dissertação, o rejeito de minério
de ferro utilizado se apresenta, fisicamente, como:
♦ Silte arenoso, com 71% de fração silte, 22% de fração areia e 7% de fração argila;
124
♦ Alta densidade dos grãos (G
s
= 3,22);
♦ Não possui plasticidade;
♦ Densidade específica aparente seca, máxima em ensaio de compactação, de
2,16g/cm
3
e umidade ótima de 12%;
♦ Permeabilidade característica de materiais siltosos, na ordem de 8x10
-6
cm/s;
♦ Compressibilidade encontrada na ordem de 2x10
-6
m
2
/s. O coeficiente de
permeabilidade, determinado por ensaio de adensamento, confirmou o valor
encontrado em ensaio de permeabilidade.
Quimicamente, o material justifica algumas das características encontradas, como a alta
densidade dos grãos, pois é composto basicamente de sílica (55%) e ferro (41%). O
Ensaio de difratometria de raio-x indicou que tais minerais estão organizados como
hematita e quartzo. Os resultados encontrados nestes ensaios justificam uma nova
abordagem quanto à solicitação de ensaios para a caracterização de rejeitos em geral,
pois sem eles não seria possível, por exemplo, quantificar a influência do ferro na
densidade dos grãos.
Quanto aos parâmetros de resistência, tendo em vista as dificuldades encontradas na
obtenção de resultados coerentes no ensaio triaxial CU, e considerando-se a diferença
encontrada entre os resultados deste com o ensaio de cisalhamento direto, executou-se o
ensaio de triaxial CD. O ensaio triaxial CD confirmou os parâmetros de resistência
efetivos obtidos no ensaio CU e apresentou menores dificuldades para a obtenção da
envoltória de resistência. O resultado geral foi que, para ensaios triaxiais o ângulo de
atrito efetivo é de, aproximadamente, 40º, enquanto que para ensaios de cisalhamento
direto o ângulo de atrito foi cerca de 32º. A razão desta elevada diferença não é clara e
pode decorrer dos diferentes arranjos das partículas nos métodos de moldagem adotados
nos ensaios triaxiais e de cisalhamento direto, e do nível de tensões impostos por esse
métodos.
6.3.2. Ensaio em Centrífuga
A modelagem centrífuga como objetivo principal avaliar o comportamento de drenagem
do material. Definiram-se com clareza as zonas de comportamento drenante através dos
ensaios de CPT, variando-se a velocidade dos mesmos, sendo que para velocidades
125
adimensionais inferiores a 1 o comportamento é drenado e para velocidades superiores a
75 o comportamento é não drenado. A partir deste resultado é possível não só entender a
partir de que ponto o material sofre influência da drenagem parcial, como também é
possível definir a velocidade em que os ensaios devem ser executados para que se possa
verificar um determinado tipo de comportamento.
Os ensaios, no entanto, foram avaliados em baixo nível de tensões, o que é relevante
para as camadas superiores do rejeito as quais estão submetidas a tais níveis. O
resultado, através de correlações existentes para ensaios de CPT na literatura, indica que
o ângulo de atrito é de 36º, podendo ser alterado caso se atinjam maiores profundidades.
O ângulo de atrito obtido para baixos níveis de tensões é consistente com o valor medido
no ensaio de cisalhamento direto em amostras moldadas em centrífuga. Por outro lado
este último é coerente com o resultado obtido em amostra compactada em laboratório.
6.4. Propostas para Pesquisas Futuras
6.4.1. Ensaios em Laboratório
No que diz respeito a ensaios de caracterização e compactação, os procedimentos já são
rotineiros e bastante explorados. Porém os rejeitos necessitam da execução de ensaios
químicos e de difratometria, uma vez que tais materiais podem não ter sofrido total
degradação ou alteração, ou podem conter elementos diferenciadores (como o ferro, no
caso do rejeito utilizado), que podem ser responsáveis por características importantes
encontradas nos ensaios.
Em ensaios de permeabilidade e compressibilidade necessita-se de um maior
desenvolvimento das pesquisas, principalmente em amostras de grandes dimensões, com
avaliação principalmente do processo de formação das praias (heterogeneidade dos
depósitos) nesses ensaios.
Já em ensaios de resistência, as dificuldades no processo de obtenção de amostras,
principalmente na falta de repetibilidade destas, faz com que muitas características devam
ser avaliadas e pesquisadas. Para a melhor avaliação, as amostragens devem levar em
126
conta o ponto de despejo e a formação da praia, criando um perfil completo da barragem.
Outra forma de se avaliar as condições dos depósitos é a utilização de ensaios de campo,
como CPTu, Vane e outros. Estes controles são necessários não só para alimentar as
modelagens computacionais, como também para se criar modelos físicos para estudos
em centrífuga, por exemplo.
Ainda no que se refere aos ensaios de resistência, uma avaliação mais detalhada da
diferença encontrada entre os diferentes ensaios deve ser executada, pois é comum a
execução de ensaios de cisalhamento direto (pelo baixo custo) em detrimento aos
ensaios triaxiais.
6.4.2. Modelagem Centrífuga
Pensando no desenvolvimento deste trabalho e enfocando a utilização da centrífuga
geotécnica na modelagem de barragens de rejeito, primeiramente deve-se concentrar na
forma de colocação do material nas caixas de ensaio. Em solos siltosos, como o
estudado, há a necessidade de se desenvolver uma forma própria de moldagem ou de se
aprimorar a proposta utilizada neste trabalho, seja ela por via aquosa ou seca, e que esta
forma de moldagem venha a simular as características de heterogeneidade dos depósitos
de rejeito.
Quanto às possibilidades de modelagem, conseguindo-se simular a heterogeneidade
presente na barragem, estudos similares ao desenvolvido podem ser realizados, podendo
levar à construção de barramentos de maiores alturas com a alteração do fator de escala
N. Em outra linha, estudos focando a interface entre diferentes camadas podem ser
desenvolvidos, alterando as características do material depositado nas diferentes
camadas. Este tipo de estudo pode ser ampliado, de forma a atingir alteamentos
sucessivos da barragem.
Outros fenômenos, tais como potencial de liquefação dos rejeitos, processo de percolação
ao longo da barragem ou avaliação de comportamento em interfaces com geossintéticos,
podem também ser desenvolvidos.
127
CAPÍTULO 7 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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