barragem de rejeito
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UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARANÁ
NATHALIA CHRISTINA DE SOUZA TAVARES PASSOS
BARRAGEM DE REJEITO: AVALIAÇÃO DOS PARÂMETROS GEOTÉCNICOS
DE REJEITOS DE MINÉRIO DE FERRO UTILIZANDO ENSAIOS DE CAMPO – UM
ESTUDO DE CASO
CURITIBA
2009
NATHALIA CHRISTINA DE SOUZA TAVARES PASSOS
BARRAGEM DE REJEITO: AVALIAÇÃO DOS PARÂMETROS GEOTÉCNICOS
DE REJEITOS DE MINÉRIO DE FERRO UTILIZANDO ENSAIOS DE CAMPO – UM
ESTUDO DE CASO
Trabalho de conclusão de curso apresentado à
disciplina de Trabalho Final de Curso, como requisito
parcial à obtenção do grau de Engenheiro Civil, do
Curso de Engenharia Civil, do Departamento de
Construção Civil, do Setor de Tecnologia, da
Universidade Federal do Paraná.
Orientação: Profª. Dr. Eng. Andrea Sell Dyminski
Co-orientação: Prof. Dr. Eng. Alessander C. Morales
Kormann.
CURITIBA
2009
“Não basta ter um sonho, é
preciso valor para torná-lo realidade.”
AGRADECIMENTOS
Nesta jornada em busca do aprimoramento profissional e pessoal sempre
contamos com o apoio de pessoas que, de uma forma ou de outra, contribuem com
esse processo. Por isso, nossas conquistas sempre são o resultado de um esforço
conjunto.
Primeiramente, a Deus pela vida, benção e proteção.
A Professora Doutora Andréa S. Dyminski, pela orientação, confiança, atenção,
carinho e exemplo de dedicação.
Ao Professor Doutor Alessander C. M. Kormann pela atenção e por
compartilhar seu grande conhecimento
Ao LAME – Laboratório de Materiais e Estruturas, unidade do LACTEC -
Instituto de Tecnologia para o Desenvolvimento, pelo empréstimo de suas
instalações. Em especial à Roberta Bomfim Boszczowski e Luiz Alkimin de Lacerda
pela disponibilidade e profissionalismo em me ajudar.
A In Situ Geotecnia, por disponibilizar os dados necessários a este estudo.
A Ricardo Del Moro, Maiko Buzzi, Gustavo Loch e Rafael Oi, pela disposição
em ajudar nas dificuldades encontradas durante a execução deste trabalho.
A meus pais, Regina Helena de S. T. Passos e Jair Antonio S. A. Passos, por
todo o apoio recebido em todas as fases do meu desenvolvimento e responsáveis
pelo que sou hoje. E por todo investimento feito em minha formação acadêmica, sem
nunca negar esforços.
A minha avó, Erany de S. Tavares, por todo carinho e conselhos dispensados,
principalmente nas horas mais difíceis deste trabalho.
A minhas irmãs, Thereza Raquel e Martha Beatriz, por todo o amor que nos
une.
A meu namorado, Marcelo Buras, pelo amor, carinho, cuidado e apoio em todos
os momentos.
A Carina Pirolli e Celso Felipe Bora, amigos que adquiri durante o processo de
execução deste trabalho, por todos os momentos de alegrias e dificuldades
compartilhados.
A meus amigos, em especial, a Graciele Mayra Tanaka e Leonardo Chen que
sempre estiveram presentes em todos os momentos, sempre dispostos a me ajudar.
A todos que de alguma forma participaram da realização deste trabalho.
RESUMO
A extração e processamento de minério resultam na geração de elevadas
quantidades de resíduos, cuja disposição gera impacto e risco ambiental. O presente
estudo visa caracterizar os parâmetros geotécnicos do rejeito de minério de ferro
estocado numa barragem, situada no estado de Minas Gerais, utilizando resultados
de ensaios de campo como SPT, CPTu e Vane Test, realizados naquele sitio. A
avaliação estatística desses dados comprova a grande heterogeneidade do material,
de maneira que a avaliação do comportamento dos parâmetros geotécnicos devem
ser estudados. A análise conjunta dos ensaios de campo possibilitou à determinação
das equações, propostas na literatura, mais adequadas à determinação dos
parâmetros geotécnicos da barragem de rejeito em estudo. Este trabalho busca, em
um estudo de caso, correlacionar os diferentes dados obtidos por ensaios de campo
e obter os parâmetros geotécnicos mais adequados. Assim, ao considerar esses
parâmetros estudados no projeto de implantação e posteriores alteamentos da
barragem de rejeito, a estabilidade e segurança da estrutura podem ser melhor
definidas.
ÍNDICE
1. INTRODUÇÃO .......................................................................................... 14
1.1. Importância e aplicabilidade do estudo ...................................................... 14
1.2. Objetivo do trabalho ................................................................................... 15
1.3. Organização do Trabalho ........................................................................... 15
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .......................................................................... 17
2.1. Considerações iniciais ................................................................................ 17
2.2. Rejeitos de mineração ................................................................................ 17
2.3. Disposição dos rejeitos de mineração ........................................................ 18
2.4. Métodos construtivos de barragens de rejeito ............................................ 19
2.5. Estabilidade de barragens .......................................................................... 22
2.6. Característica de rejeitos de minério de ferro ............................................. 23
2.7. Sondagens a Percussão (SPT) .................................................................. 24
2.7.1. Procedimento de ensaio ...................................................................................................... 24 2.7.2. Interpretação do ensaio ....................................................................................................... 25 2.7.3. Vantagens ........................................................................................................................... 25 2.7.4. Desvantagens ...................................................................................................................... 25 2.7.5. Correções da medida NSPT ............................................................................................... 26 2.7.6. Compacidade relativa .......................................................................................................... 28 2.7.7. Ângulo de atrito interno (Φ) ................................................................................................. 29 2.7.8. Índice de densidade (Dr) e ângulo de atrito (Φ`) ............................................................... 29 2.7.9. Coesão não-drenada ........................................................................................................... 30
2.8. Ensaio de piezocone (CPTu) ..................................................................... 31
2.8.1. Procedimento de ensaio ...................................................................................................... 31
2.8.2. Fatores que afetam as medições ao longo do perfil e correções ....................................... 32
2.8.3. Identificação de materiais presentes ao longo do perfil ...................................................... 33
2.8.4. Parâmetros geotécnicos de argilas ..................................................................................... 35
2.8.5. Parâmetros geotécnicos de areias ...................................................................................... 36
2.9. Ensaio de palheta ...................................................................................... 37
2.9.1. Resultados do ensaio .......................................................................................................... 38
2.9.2. Sensibilidade das argilas ..................................................................................................... 39
3. DADOS DA BARRAGEM EM ESTUDO ............................................................ 41
3.1. Investigação geotécnica ............................................................................. 43
3.2. Ilhas de investigação .................................................................................. 43
3.3. Perfil típico ................................................................................................. 43
4. ANÁLISE E INTERPRETAÇÃO DOS RESULTADOS DOS ENSAIOS GEOTÉCNICOS . 45
4.1. Sondagens SPT ......................................................................................... 45
4.1.1. Correções da medida NSPT .................................................................................................. 45
4.1.2. Compacidade Relativa dos materiais granulares ................................................................ 48
4.1.3. Ângulo de atrito interno ....................................................................................................... 50
4.1.4. Coesão não-drenada ........................................................................................................... 54
4.1.5. Nível d`água ........................................................................................................................ 55
4.2. Ensaios de piezocone ................................................................................ 55
4.2.1. Estratigrafia ......................................................................................................................... 55
4.2.2. Análise da variabilidade dos resultados de CPTu ............................................................... 57
4.2.3. Resistência não-drenada .................................................................................................... 58
4.2.4. Razão de sobreadensamento (OCR) .................................................................................. 61
4.2.5. Compacidade relativa (Cr) .................................................................................................. 61
4.2.6. Ângulo de atrito (Φ`) ............................................................................................................ 62
4.2.7. Nível d’água ......................................................................................................................... 64
4.3. Ensaios de palheta ..................................................................................... 65
4.3.1. Resistência ao cisalhamento não-drenada ......................................................................... 65
4.3.2. Coesão não drenada ........................................................................................................... 66
4.3.3. Sensibilidade das argilas ..................................................................................................... 67
4.3.4. Razão de sobreadensamento (OCR) .................................................................................. 67
5. ANÁLISE COMPARATIVA ENTRE OS RESULTADOS DOS ENSAIOS GEOTÉCNICOS DE CAMPO ............................................................................................................. 68
5.1. Análise dos comportamentos obtidos por ensaios de SPT e CPTu ........... 68
5.2. Análise das compacidades relativas .......................................................... 69
5.3. Análise de ângulo de atrito interno ............................................................. 71
5.4. Análise da coesão não drenada ................................................................. 71
5.5. Análise da razão de sobreadensamento .................................................... 72
5.6. Análise do nível d`água .............................................................................. 72
5.7. Sondagens SPT ......................................................................................... 72
6. CONSIDERAÇÕES FINAIS E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............. 74
7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................ 76
Anexo I - Planta da barragem de rejeito
Anexo II - Seção 02 da barragem de rejeitos estudada
Anexo III - Definição do nível d`água definido por sondagens SPT e ensaios CPTu
Anexo V - Laudos de sondagens SPT
Anexo VI - Laudos de Ensaios de CPTu
Anexo VII - Laudos de Ensaios de Vane Test
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 1. Relação entre a extração de minério e rejeito produzido. ......................... 18
Tabela 2. Tabela dos estados de compacidade e consistência. ............................... 25
Tabela 3 Tabela de sensibilidade das argilas (Skempton & Northey, 1952). ............ 39
Tabela 4 Descrição Dos ensaios presentes nas ilhas de investigação. .................... 43
Tabela 5. Compacidade relativa de uma camada da sondagem SPT-05. ................ 49
Tabela 6. Compacidade relativa de uma camada da sondagem SPT-06. ................ 49
Tabela 7. Estimativa de ângulo de atrito em termos tensão efetiva - SPT-05. .......... 51
Tabela 8. Estimativa de ângulo de atrito em termos tensão efetiva - SPT-06. .......... 51
Tabela 9. Estimativa de ângulo de atrito em termos de compacidade relativa - SPT-
05. ............................................................................................................................. 51
Tabela 10. Estimativa de ângulo de atrito em termos de compacidade relativa - SPT-
06. ............................................................................................................................. 52
Tabela 11. Estimativa de ângulo de atrito em termos de NSPT - SPT-05. ................. 52
Tabela 12. Estimativa de ângulo de atrito em termos de NSPT - SPT-06. .................. 53
Tabela 13. Resultados de coesão não-drenada do SPT-05. ..................................... 54
Tabela 14. Resultados de coesão não-drenada do SPT-06. ..................................... 54
Tabela 15 Estratigrafia quanto a poro-pressões do CPTu-02. .................................. 56
Tabela 16. Resultados estatísticos de OCR para CPTu-02. ..................................... 61
Tabela 17. Resultados estatísticos de compacidade relativa das camadas do CPTu-
02. ............................................................................................................................. 62
Tabela 18. Resultados estatísticos de ângulo de atrito por De Mello (1971), com
base na compacidade relativa, do CPTu-02.............................................................. 63
Tabela 19. Resultados estatísticos de ângulo de atrito por Kulhawy e Mayne (1990)
das camadas do CPTu-02. ........................................................................................ 64
Tabela 20. Resultados de resistência ao cisalhamento não drenada,indeformado e
amolgado, obtidos pelo ensaio de palheta, do VT-02. .............................................. 65
Tabela 21. Resultados de fator de capacidade de carga, obtidos pelo ensaio de
palheta, do VT-02. ..................................................................................................... 65
Tabela 22. Resultados de coesão não drenada, obtidos pelo ensaio de palheta, do
VT-02. ....................................................................................................................... 66
Tabela 23. Tabela de sensibilidade dos materiais não drenantes. ............................ 67
Tabela 24 Razão de sobreadensamento da camada não drenantes. ....................... 67
Tabela 25. Descrição tátil visual dos materiais presentes na sondagem SPT-06. .... 68
Tabela 26. Descrição do comportamento drenante das camadas presentes no CPTu-
02. ............................................................................................................................. 68
Tabela 27. Resultados estatísticos de compacidade relativa do SPT-06. ................. 70
Tabela 28. Resultados estatísticos de compacidade relativa das camadas do CPTu-
02. ............................................................................................................................. 71
ÍNDICE DE GRÁFICOS
Gráfico 1. NSPT corrigido – SPT-05. ........................................................................... 46
Gráfico 2. NSPT – corrigido SPT-06. ........................................................................... 47
Gráfico 3. NSPT corrigido – SPT-07. ........................................................................... 47
Gráfico 4. Determinação do Su, com base em valores de Nk adotados. ................... 59
Gráfico 5. Determinação do Su estimado e Su real. ................................................. 60
Gráfico 6. Determinação do Su real para uma camada não drenante do VT-02. ...... 66
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 1. Método construtivo de montante (Fonte: VICK, 1983 por LOZANO, 2006).
.................................................................................................................................. 20
Figura 2. Método de jusante com drenagem (Fonte: NIEBLE 1976 por LOZANO,
2006). ........................................................................................................................ 21
Figura 3. Método da linha de centro (Fonte: NIEBLE, 1976 por LOZANO, 2006). .... 22
Figura 4 Áreas na ponteira do cone (Fonte: SCHNAID, 2000). ................................. 32
Figura 5. Carta de classificação de solo utilizando piezocone (Fonte: ROBERTSON,
1986 por SCHNAID, 2000). ....................................................................................... 34
Figura 6 Seção 2 da barragem de rejeito em estudo. (Fonte: Victorino, 2007). ........ 42
Figura 7. Determinação do perfil de pressão hidrostática e geração de poro pressão
em solos drenados. (Fonte: Insitu, 2006) .................................................................. 57
14
1. INTRODUÇÃO
1.1. Importância e aplicabilidade do estudo
A atividade mineradora constitui-se numa importante atividade econômica do
Brasil e do mundo. Historicamente, a mineração foi responsável por parte da
ocupação territorial do país e hoje tem importância considerável nas riquezas do
mesmo.
Apesar dos benefícios gerados pela mineração, é inegável que o
armazenamento e a disposição dos rejeitos oriundos dessa atividade constituem-se
num grande desafio ambiental e geotécnico.
O primeiro dos desafios consiste nos impactos ambientais gerados, pois os
volumes de rejeitos produzidos durante o processo são enormes. Uma alternativa à
disposição desordenada desses rejeitos no ambiente é a sua disposição em
barragens de contenção. Além disso, os rejeitos apresentam elevado risco de
impacto ambiental em caso de acidentes, o que implica em grande controle na
construção e na operação para evitá-los.
O segundo desafio, o geotécnico, se dá devido aos rejeitos possuírem grande
variabilidade de características mineralógicas, físicas e químicas, fato que confere
distinção em relação aos geo-materiais de disposição natural. Além disso, são
estruturas de contenção muito grandes e sujeitas à ruptura.
Desta maneira, o controle e o projeto adequados são fundamentais à
segurança das barragens, do ambiente ao entorno e às populações vizinhas a estas
grandes obras.
A obtenção de parâmetros geotécnicos de camadas de solo, tais como ângulo
de atrito interno e resistência não drenada, usando resultados de ensaios de campo
é prática corriqueira nos escritórios de projeto. Porém, dependendo da correlação
usada para o cálculo destes parâmetros os resultados podem ser fortemente
afetados, o que influenciará muito o dimensionamento da estrutura em questão.
Além disso, por se tratar de materiais antrópicos com características de alta
variabilidade, esta variabilidade deve ser considerada nos projetos, em especial
adotando-se a abordagem probabilística no projeto. Para tal, é necessário se avaliar
estatisticamente esta variabilidade de parâmetros geotécnicos. Como a execução de
15
uma grande quantidade de ensaios de laboratório é quase sempre inviável, o uso de
resultados de ensaios de campo para tal análise pode ser adotada. Porém,
novamente haverá a influência da correlação escolhida na distribuição estatística do
parâmetro geotécnico calculado.
1.2. Objetivo do trabalho
Este trabalho atentou-se ao estudo dos diferentes métodos de caracterização
geotécnica de materiais constituintes de barragens de rejeito de mineração, visando
à avaliação de correlações disponíveis na literatura para o caso das barragens de
rejeitos de minério de ferro.
Em especial, o estudo se aplica a um estudo de caso de disposição de
resíduos da mineração em uma barragem de rejeito de minério de ferro em operação
no estado de Minas Gerais e que foi alteada em 2007.
1.3. Organização do Trabalho
A estrutura de apresentação deste trabalho consiste nos capítulos descritos a
seguir.
A Introdução é apresentada no Capítulo 1 e mostra a importância e a
aplicabilidade do estudo, e a organização geral do presente trabalho.
A Revisão bibliográfica dos temas abordados é apresentada no Capítulo 2.
No Capítulo 3, descrevem-se as características da barragem em estudo, bem
como os dados utilizados e a metodologia usada nas análises.
No Capítulo 4, apresenta-se a análise e a interpretação dos resultados dos
ensaios geotécnicos, bem como os estudos efetuados a obtenção dos parâmetros
geotécnicos.
A análise comparativa entre os resultados dos ensaios de campo é
apresentada no Capítulo 5.
O Capítulo 6 reúne as considerações finais deste trabalho. Adicionalmente
são propostas sugestões para pesquisas futuras.
16
Ao final deste trabalho são apresentadas as referências bibliográficas
consultadas e citadas neste texto.
17
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1. Considerações iniciais
Este capítulo apresentará as informações que direcionaram o
desenvolvimento desse estudo, no âmbito das barragens de rejeitos e suas
características geotécnicas. As questões ambientais que envolvem as barragens de
rejeitos, tal como sua construção, operação e desativação não serão abordadas por
não integrarem o escopo desta pesquisa.
O presente estudo está focado em avaliar os diferentes métodos propostos na
literatura para a determinação de parâmetros geotécnicos, por meio de correlações
com ensaios de campo.
A parte final deste capítulo é destinada às técnicas de ensaios de campo,
utilizadas na investigação geotécnica da barragem em estudo, apresentando as
características e particularidades dos mesmos.
2.2. Rejeitos de mineração
Freqüentemente, o mineral não pode ser comercializado tal como se
apresenta na natureza, sendo necessários diversos processos de tratamento da
rocha que o contém. Paralelamente ao beneficiamento do minério, ocorre,
inevitavelmente, a produção de materiais de descarte conhecidos como resíduos
estéreis e rejeitos.
De acordo com Lozano (2006) e Abraão (1979), os resíduos estéreis são
materiais sem nenhum valor econômico produzidos durante o decapeamento da
jazida, dispostos geralmente em pilhas e/ou utilizados como material de empréstimo
para construção de barreiras de contenção. Ainda de acordo com Lozano (2006) e
Abraão (1979), os rejeitos são resultantes do processo de beneficiamento físico do
minério e também eventual tratamento químico. Assim como os resíduos estéreis, os
rejeitos não possuem valor econômico, porém diferem dos rejeitos, pois estes
últimos possuem grande quantidade de água.
Na Tabela 1, proposta por Abraão (1987), apresenta-se algumas relações de
minério e rejeito gerado durante o processo de mineração.
18
Tabela 1. Relação entre a extração de minério e rejeito produzido.
Minério Rejeito
Ferro 2 1
Carvão 1 3
Fosfato 1 5
Cobre 1 30
Ouro 1 10000
Fonte: Abraão, 1987.
Segundo Lozano (2006), o tratamento e armazenamento dos resíduos sólidos
devem ser de grande significância para as empresas, pois os mesmos são os
principais impactantes ao meio ambiente das atividades mineradoras.
2.3. Disposição dos rejeitos de mineração
As empresas do setor de mineração vêm procurando novas alternativas para
a disposição dos rejeitos de forma mais econômica e segura. Isso porque, os
rejeitos, apesar de não possuírem valor econômico, são produzidos em grande
escala, o que torna imprescindível a utilização de processos sistemáticos de
disposição.
Vale ressaltar que a análise de risco dos critérios econômicos e a segurança
da barragem devem ser feitos com muita cautela.
Vale ressaltar que a segurança é o critério que deve ser priorizado em
detrimento a economia. Não é racional economizar em segurança visto que qualquer
acidente em estruturas como esta pode destruir a empresa operadora e proprietária.
Isso porque a ruptura de estruturas, como as barragens de rejeito, além de
gerarem impactos a população ao entorno, ao meio ambiente, a perda de vidas
inerente aos acidentes deste tipo, podem ainda prejudicar e falir as empresas
proprietárias e operadoras, visto as multas, indenizações, etc.
A disposição do rejeito pode ser feita a céu aberto, de forma subterrânea, ou
subaquática. Segundo Lozano (2006), a disposição a céu aberto é a forma de
19
disposição mais utilizada entre as três e pode ser feita em pilhas controladas ou por
meio de estruturas de contenção.
Segundo Motta (2008), os métodos de disposição configuram-se como fator
atípico ao comportamento geotécnico das barragens de rejeito, em relação às
barragens de terra convencionais. Isso se deve às muitas variáveis que controlam o
processo de descarga dos rejeitos, bem como às diferentes regiões de deposição
que apresentam distintas características granulométricas, mineralógicas e
estruturais.
O processo de transporte dos rejeitos mais viável e econômico é por via
hidráulica. Esses rejeitos podem ser depositados através de técnica de aterros
hidráulicos, que são aterros construídos pela técnica de hidromecanização. (CRUZ,
1996).
2.4. Métodos construtivos de barragens de rejeito
Segundo Assis (1995), barragens de rejeito são estruturas de contenção que
retêm lama e líquido e devem constituir uma estrutura estável, juntamente com sua
fundação. Devem reter inteiramente o rejeito em seu reservatório e permitir o
controle adequado de toda a água percolante, para com isso garantir requisitos de
controle da poluição, segurança, economia e capacidade limite de armazenamento.
De acordo com Victorino (2007), as barragens de rejeito podem ser
construídas com terra ou enrocamento, compactadas (material de empréstimo) ou
com o próprio rejeito da usina de beneficiamento. Normalmente é construído um
dique inicial, o qual deve ter uma capacidade de retenção de rejeitos para dois ou
três anos de operação, e posteriormente, servirá como embasamento para os
alteamentos sucessivos. Esse método construtivo torna-se atraente e viável, pois
distribui ao longo do tempo os custos envolvidos no alteamento e dá flexibilidade de
operação à mineradora.
Segundo Abraão (1987), os alteamentos podem assumir diferentes
configurações, porém geralmente são utilizados três principais métodos construtivos
de alteamento sucessivos descritos abaixo:
a) Método de montante: é o mais antigo e mais empregado. Aproveita os
rejeitos depositados como parte da estrutura. A mesma é iniciada a partir de um
20
dique ou barragem piloto e posteriormente o rejeito é lançado à montante da crista,
ao longo do seu perímetro, formando uma praia. As partículas mais grossas e
pesadas do rejeito sedimentam e se alojam nas zonas perto do dique, enquanto as
mais leves e menores são transportadas para as zonas internas da praia. O
processo de alteamento da barragem é feito sucessivamente em todo o perímetro da
bacia e esse processo é repetido até a elevação final da barragem, deslocando o
eixo da crista sempre para montante.
Os alteamentos podem ser feitos com o próprio rejeito desde que esses
contenham 40 a 50 % de areia e com alta porcentagem de sólidos pesados para que
ocorra a segregação granulométrica do rejeito (VICK, 1983 – apud LOZANO, 2006).
O esquema do processo construtivo de montante é apresentado na Figura 1.
Figura 1. Método construtivo de montante (Fonte: VICK, 1983 por LOZANO, 2006).
Segundo Chammas (1989), as principais vantagens do método de montante
são: o baixo custo; necessidade de pouco material para alteamento; rapidez nos
alteamentos e facilidade de operação. As desvantagens são: baixa segurança,
susceptibilidade a liquefação; possuir altura limitada; possibilidade de ocorrência de
“piping” 1 entre dois diques.
b) Método de jusante: consiste no alteamento para jusante a partir do dique
inicial. O eixo da crista vai se movendo a jusante conforme a construção de novos
diques. A construção pode ser feita com material de empréstimo ou com o próprio
rejeito, porém somente com sua parte grossa, que pode ser separada por ciclones.
O material é lançado no talude de jusante e devidamente compactado. Os diques
1 Piping: fenômeno de erosão interna.
21
iniciais, assim como os que o sucedem, podem ser impermeabilizados e possuir
drenagem interna.
Segundo Chammas (1989), as vantagens do método de jusante são: a
resistência a efeitos dinâmicos; por escalonar a construção sem interferir na
segurança; facilitar a drenagem, possuir baixa susceptibilidade de liquefação e
simplicidade na operação. As desvantagens são: o alto custo devido ao grande área
ocupada pelo maciço; grande quantidade de rejeito nas primeiras etapas de
construção; necessidade de emprego de ciclones.
O esquema do processo construtivo de jusante é apresentado na Figura 2.
Esse método também pode ser realizado com algumas variantes, não abordadas
neste estudo.
Figura 2. Método de jusante com drenagem (Fonte: NIEBLE 1976 por LOZANO, 2006).
c) Método de linha de centro: seu comportamento estrutural se assemelha
com ao do método de jusante. Constrói-se um dique de partida e o rejeito é lançado
perifericamente da crista do dique, formando uma praia. Os alteamentos
subseqüentes são construídos, lançando aterro sobre o limite da praia de rejeitos e
no talude de jusante do maciço de partida, nunca movendo o eixo da crista de
partida. O material de aterro pode ser de empréstimo, decape da mina ou estéril.
Segundo Chammas (1989), as vantagens do método de linha de centro são: a
facilidade construtiva; existência de um eixo constante; possuir custos compatíveis.
A principal desvantagem é a possibilidade de escorregamentos potenciais.
O método da linha de centro é um método intermediário que tenta minimizar
as desvantagens entre o método de montante e o de jusante. A Figura 3 apresenta o
esquema do método construtivo da linha de centro.
22
Figura 3. Método da linha de centro (Fonte: NIEBLE, 1976 por LOZANO, 2006).
Segundo Espósito (2000), ao relacionarem-se todos os métodos observa-se
que, em todos, é possível minimizar cada uma das suas desvantagens e riscos
relacionados aos métodos construtivos.
2.5. Estabilidade de barragens
Uma barragem é considerada segura caso seu desempenho satisfaça as
exigências de comportamento necessárias para evitar acidentes estruturais,
econômicos, ambientais e sociais.
Segundo o Manual de segurança e inspeção de barragens, uma barragem de
rejeito requer um alto grau de segurança, quando classificada em relação a perdas
materiais e ambientais. Assim, referente às análises de estabilidade interna e
externa do maciço, faz-se necessário um Fator de Segurança2 mínimo de 1,5.
De acordo com Victorino (2007), os projetos geotécnicos de barragens devem
passar pela análise de estabilidade de seus taludes, sendo para isso necessário o
conhecimento dos parâmetros geotécnicos de resistência que podem ser
determinados através de ensaios de campo e laboratório do material de rejeito e da
fundação.
A falta de conhecimento e controle dos aspectos geotécnicos ligados aos
materiais envolvidos na construção das barragens de rejeito pode desencadear
processos de instabilização de taludes RIBEIRO (1995) apud VICTORINO (2007).
23
Além disso, verifica-se, em estudos sobre segurança de barragens de rejeito nos
Estados Unidos, que os gastos com estudos preliminares, que garantam a
segurança das estruturas, são muito menores do que os custos de um eventual
acidente MELLO (1981) apud LOZANO (2006).
2.6. Característica de rejeitos de minério de ferro
Segundo Motta (2008), o processo de tratamento de minério de ferro produz
dois tipos de rejeitos, um com tendência granular e outro de tendência mais fina,
conhecido como lama. O material granular é usado como material para construção
dos alteamentos com a finalidade de conter a lama.
Também, segundo Motta (2008), em função do tipo de minério e do próprio
processo de beneficiamento adotado, os rejeitos apresentam as características
mineralógicas, geotécnicas e físico-químicas variáveis. Estes materiais apresentam
partículas de granulometria dispersa, variando de areia a colóide, tendo a fração de
areia características irregulares devido aos processos de britagem e moagem.
O uso do rejeito como material de construção de barragens exige análises
dos parâmetros geotécnicos. A prática das mineradoras tem mostrado que o uso de
rejeitos granulares como material de construção nos alteamentos gera bons
resultados, quando sua utilização é controlada geotecnicamente. Isso significa que
quando existe um controle 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).
Dessa maneira, os parâmetros geotécnicos, vinculados ao comportamento
das barragens de rejeito, devem ser cuidadosamente analisados, visto que variam
conforme os processos de disposição.
Essa pesquisa foca na avaliação do comportamento dos rejeitos em condição
drenada ou não drenada. Segundo Motta (2008), o comportamento não drenado é o
considerado em projetos de barragens 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.
2 Fator de Segurança: Valor pelo quais os parâmetros de resistência devem ser reduzidos para que o talude atinja a condição de equilíbrio limite (NBR 11682 de 2006).
24
2.7. Sondagens a Percussão (SPT)
Apesar das grandes evoluções que ocorreram nos ensaios de campo in situ, o
SPT, Standard Penetration Test, é, até hoje, o ensaio de campo mais utilizado na
prática da engenharia de fundações em toda América Latina, EUA, Canadá, Reino
Unido, Japão, Austrália, Índia, Espanha, Portugal, África do Sul, Israel e outros
países. (DÉCOURT, 2002)
O SPT constitui-se em uma medida de resistência dinâmica conjugada a uma
sondagem de simples reconhecimento. Além disso, permite uma indicação de
densidade em solos granulares e aplicados à identificação da consistência de solos
coesivos e mesmo rochas brandas.
Apesar dos avanços nas tecnologias dos ensaios, estes ainda não dispensam
a realização deste tipo de sondagem, muito usada para o simples reconhecimento
do perfil geotécnico. No intuito de agregar conhecimento local anteriormente
adquirido com informações baseadas em SPT, surgiram, em todo mundo,
correlações entre os resultados obtidos com os novos ensaios e os resultados SPT.
2.7.1. Procedimento de ensaio
Segundo a NBR 6484/2001, nas sondagens SPT utiliza-se um amostrador do
tipo Terzaghi-Peck, com diâmetro interno de 34,9 mm e diâmetro externo de 50,8
mm. Para efetuar a cravação do amostrador, um martelo de 65 kg é elevado a uma
altura de 75 cm acima do topo da cabeça de bater, e em seguida deixado cair
livremente. É então anotado o número de golpes necessários à cravação de cada
150 mm do amostrador, perfazendo um comprimento total cravado de 450 mm. Este
procedimento é realizado a cada metro de profundidade ao longo do furo de
sondagem.
O principal resultado do ensaio SPT é o índice de resistência à penetração
(NSPT), que consiste no somatório correspondente aos últimos 300 mm do
amostrador. Nos casos em que não ocorre a penetração dos 450 mm do amostrador
padrão, os resultados são apresentados sob a forma de frações ordinárias.
25
2.7.2. Interpretação do ensaio
A NBR 6484/2001 propõe o uso de uma tabela (Tabela 2) para correlação do
NSPT com os estados de compacidade, no caso de areias, e consistência, no caso
das argilas. No entanto, a norma não menciona quaisquer correções no valor de N.
Tabela 2. Tabela dos estados de compacidade e consistência.
Solo Índice de resistência a penetração
- N
Designação
Areias e siltes arenosos
≤ 4 Fofa (o)
5 a 8 Pouco compacta (o)
9 a 18 Medianamente compacta (o)
19 a 40 Compacta (o)
> 40 Muito compacta (o)
Argilas e siltes argilosos ≤ 2 Muito mole
3 a 5 Mole
6 a 10 Média (o)
11 a 19 Rija (o)
> 19 Dura (o)
Fonte: NBR-6484 (ABNT, 2001).
2.7.3. Vantagens
Além da simplicidade do equipamento e do baixo custo, dois outros aspectos
relevantes deste ensaio são: a possibilidade de obtenção de uma amostra amolgada
dos primeiros 45 cm de cada metro e a identificação da cota do nível d`água no
período da sondagem.
2.7.4. Desvantagens
Segundo Schnaid (2000), as principais desvantagens deste método são em
torno da diversidade de procedimentos utilizados para execução do ensaio e a
pouca racionalidade de alguns métodos de uso e interpretação dos ensaios.
26
2.7.5. Correções da medida NSPT
A simplicidade do ensaio o torna realmente atraente, mas há alguns fatores
importantes que merecem discussão mais detalhada, principalmente quanto à
padronização do ensaio de modo que os resultados obtidos com diferentes
equipamentos em diferentes partes do mundo possam ser comparados e
interpretados (CORDEIRO, 2004).
2.7.5.1. Correção de Terzaghi e Peck (1948)
Terzaghi e Peck (1948) propuseram a redução de N, quando esta for maior do
que 15. Segundo eles, quando ocorre ruptura em uma areia compacta ou em uma
argila sobreadensada saturadas, há uma tendência de dilatação que pode causar
uma poro-pressão negativa. Se a taxa de geração for maior que a taxa de
dissipação das poro-pressões, a sucção induzida aumenta a resistência ao
cisalhamento. No caso de areias finas saturadas compactas, a tendência de
dilatação que ocorre, quando cisalhadas pelo amostrador do SPT, pode causar uma
poro-pressão negativa e aumentar a resistência ao cisalhamento.
Ncorrigido= 15 + (N-15) /2 Equação 1
2.7.5.2. Correção quanto à energia do ensaio
Apesar da tentativa de padronização do ensaio em todo o mundo, as
diferenças de procedimento e equipamentos tornam possível que um mesmo solo
apresente valores de índice de resistência distintos. Isso se deve,
fundamentalmente, a significativa diferença entre o valor de energia teórica
empregada na cravação e a energia verdadeiramente transmitida às hastes.
O valor de N obtido deve ser corrigido pela equação 2.
N60 = Ehi * Ni / E60 Equação 2
27
Um ensaio realizado no Brasil, segundo a Norma Brasileira, com acionamento
manual do martelo, possui uma energia teórica de queda livre de 66%. Portanto, o
valor a ser utilizado como energia aplicada, na equação 2 de 0,66 (SCHNAID, 2000).
A prática internacional sugere normalizar o número de golpes com base no
padrão americano de N60.
2.7.5.3. Correção quanto à tensão efetiva de confinamento
Segundo Cordeiro (2004), o ensaio de SPT é essencialmente um ensaio de
cisalhamento. De forma especial em areias, tal resistência é função da tensão de
confinamento e, mesmo intuitivamente, pode ser esperado que a resistência cresça
com o acréscimo de tensão efetiva de ensaio. Considerando um solo homogêneo,
quanto maior a profundidade de ensaio, maior será a resistência ao cisalhamento e,
por conseqüência, maior será o valor obtido de N. Assim estará mais compacto o
solo que se encontrar mais superficialmente, por ser capaz de desenvolver a mesma
resistência com tensão efetiva de ensaio menor.
Desta maneira, para estimar a compacidade relativa do solo por meio do
valor de N, é necessário corrigi-lo quanto à tensão de confinamento.
Inicialmente, foi constatado por Gibbs e Holtz (1957), amplamente estudado
desde então, Liao e Whitman (1986) propuseram que o fator de correção Cn pode
ser definido como a razão entre o valor de NSPT normalizado para uma tensão efetiva
σ`v(ref) de 98,1 KPa e o valor N obtido pela tensão efetiva vertical de ensaio σ`v .
Sendo σ`v em KPa:
Cn = (98,1/ σ`v )0,5 Equação 3
Outros pesquisadores propuseram diferentes equações para a obtenção de
Cn . Segundo Skempton (1986), sendo σ`v em KPa:
Cn = 200/ (100 + σ`v ) Equação 4
De acordo com, PECK ET al. (1974) apud SKEMPTON (1986), sendo σ`v
maior que 25 KPa:
28
Cn = 0,77*log (20 / σ`v ) Equação 5
2.7.6. Compacidade relativa
A compacidade relativa (Cr) das areias pode ser estimada por meio do índice
de resistência, uma vez que trata de um fenômeno de cisalhamento e quanto mais
densa ou compacta for a areia, maior será a resistência a penetração do
amostrador-padrão.
A Tabela 2 apresentada anteriormente fornece apenas uma classificação
qualitativa do solo e é normalmente empregada pelas empresas de sondagem em
seus laboratórios (POLIDO; CASTELLO, 1999 apud CORDEIRO, 2004).
Fortes críticas foram feitas por De Mello (1971) a respeito das correlações
entre Cr e N. Uma possível explicação é o fato de que as formulações propostas na
literatura não consideram variáveis importantes como RSA, compressibilidade,
angularidade e coeficiente de uniformidade do material.
Para efeito de comparação, são apresentadas correlações entre Cr e N
considerando a tensão efetiva vertical também podem ser encontradas na literatura.
Segundo Gibbs e Holtz (1957), sendo σ`v em kPa:
N / Cr² = 16 + 0,23 * σ`v Equação 6
Segundo Yoshida ET al. (1988), sendo σ`v em kPa:
Cr = 25* ( σ`v )-0,12 * N60
0,46 Equação 7
Segundo Skempton (1986):
N60 / Cr² = 27 + 0,28 * σ`v Equação 8
Onde:
Cr = índice de densidade (expresso em decimais)
σ`v0 = tensão vertical efetiva (kN/m²).
29
2.7.7. Ângulo de atrito interno (Φ)
O ângulo de atrito interno é o principal parâmetro de resistência dos solos
granulares, uma vez que esses solos não possuem coesão real, e sua envoltória de
resistência possa ser definida como uma reta passando pela origem. (CORDEIRO,
2004).
A relação entre Φ e N sofre grande influencia da tensão de confinamento,
fator que deve ser levado em consideração na estimativa de Φ por meio de ensaios
de SPT.
Segundo Cordeiro (2004), os conceitos de Φ e de compacidade relativa,
embora fisicamente distintos, estão de certa forma ligados, de modo que o ângulo de
atrito para um dado solo será tanto maior quanto maior for sua compacidade relativa
e vice-versa. A obtenção de Φ por meio de correlações com a compacidade relativa
é questionável e não indicada.
Décourt (1989) ratificou a opinião de De Mello (1971), na qual o autor sugere
que o parâmetro de interesse (Φ) deve ser obtido por correlação direta com os
ensaios de campo (N), evitando-se fazê-lo por parâmetros intermediários, como a
compacidade relativa.
Kulhawy e Mayne (1990) propuseram uma correlação que considera a tensão
efetiva vertical. A mesma não é valida para pequenas profundidades (até 1,0m ou
2,0m). A correlação proposta se apresenta no seguinte formato (σ`v em KPa):
Φ = tan -1 [ N / (12,2 + 0,2* σ`v) ] 0,34 Equação 9
2.7.8. Índice de densidade (Dr) e ângulo de atrito (Φ`)
A obtenção do ângulo de atrito utilizando os dados fornecidos pelo SPT, parte
do princípio de que como o ensaio fornece um valor de resistência (N), pode-se
estabelecer uma correlação entre tal valor e o índice de densidade (Dr) ou ângulo de
atrito (Φ).
30
Desta forma, De Mello (1971) sugeriu a equação 10 para converter as
estimativas de índice de densidade em ângulo de atrito, não aplicando o valor de
resistência à penetração diretamente no cálculo de Φ`.
tan Φ` = 0,712 / (1,49 – Dr) Equação 10
Meyehof (1957) citado por Tonus (2009) propõe:
Φ` = 28 + 15 * Dr Equação 11
Bowles (1996) propõe uma correlação direta entre o ângulo de atrito e N70:
Φ` = 0,45* N70 + 20 Equação 12
N70= (NSPT * Energia aplicada)/0,70 Equação 13
Abaixo, são apresentadas mais duas correlações entre o ângulo de atrito e o
NSPT citadas em Tonus (2009).
Godoy (1983):
Φ` = 0,4* NSPT + 28° Equação 14
Teixeira (1996):
Φ` = (20* NSPT )0,5 + 15° Equação 15
2.7.9. Coesão não-drenada
Teixeira e Godoy (1996) apud Tonus (2009) sugerem a seguinte correlação
para a estimativa do valor da coesão não drenada (cu) com o índice de resistência à
penetração (NSPT):
cu = 10* NSPT Equação 16
31
2.8. Ensaio de piezocone (CPTu)
Nos últimos anos, o ensaio de penetração de cone (Cone Penetration Test –
CPTu) vem se consolidando internacionalmente como uma das mais importantes
ferramentas de investigação geotécnica.
No Brasil, os ensaios de piezocone são empregados desde 1950 e seu
princípio é simples. O CPTu é um ensaio de simples execução e alta produtividade,
de mínima interferência humana e onde os resultados são fornecidos continuamente
e com excelente repetitividade ao longo de todo o perfil.
Além disso, oferecem um boa estimativa dos parâmetros geotécnicos do
subsolo, avaliação estratigráfica com relação ao tipo de solo, espessura e
continuidade de camadas bem como a definição do nível d`água.
O ensaio (CPTu) consiste na cravação de uma ponteira cônica (ângulo de
vértice de 60°) e área transversal de 10 cm2 com velocidade constante no terreno.
Os ensaios, no Brasil, são realizados de acordo com a norma da ABNT NBR
12069/ 1991: Ensaio de penetração de cone “in situ” (CPT).
2.8.1. Procedimento de ensaio
Nos ensaios, a ponteira é cravada com uma velocidade de penetração
constante, aproximadamente igual a 2 cm/s. À medida que se procede a introdução
das hastes no solo, efetua-se a cada 2 cm de profundidade a aquisição contínua e
automática, sem interferência do operador.
As grandezas medidas são a resistência à penetração da ponta (qc), atrito
lateral (fs), e a medida de poro-pressão, utilizando-se um elemento poroso de bronze
sinterizado, localizado na base do piezocone (posição u2).
Essas grandezas são medidas através de instrumentação de precisão,
devidamente calibradas e instalada na extremidade do conjunto, sendo os dados
transmitidos à superfície por um sistema de ondas acústicas.
32
2.8.2. Fatores que afetam as medições ao longo do perfil e correções
Segundo Victorino (2007), o efeito da poro-pressão no valor de qc foi
identificado pela primeira vez quando o cone foi usado para pesquisas em águas
profundas, observando-se que o valor de qc não foi igual à pressão da água. Com
isso, Campanella (1982) propôs a equação 17 para correção da resistência de ponta
qc em função da poro-pressão medida na base do cone e as áreas do cone
apresentada na Figura 4.
qt = qc + (1-a).u2 Equação 17
Sendo:
qt = a resistência de ponta corrigida;
a = relação de áreas do cone (An/At).
Figura 4 Áreas na ponteira do cone (Fonte: SCHNAID, 2000).
Ainda, segundo Victorino (2007), a verticalidade do piezocone é um aspecto
importante a ser considerado. O equipamento deve estar o mais próximo à vertical,
não devendo variar mais que 2°. Para tal quase todos os equipamentos modernos
existe um inclinômetro acoplado ao equipamento que permite medir a verticalidade
do cone.
Para se obter boas leituras de poro-pressão durante o ensaio com piezocone,
o filtro, o tubo entre o filtro e o transdutor e a cavidade do transdutor devem estar
totalmente saturados com água destilada, óleo de silicone ou óleo de glicerina. Essa
saturação é obtida através da aplicação de vácuo em laboratório.
33
2.8.3. Identificação de materiais presentes ao longo do perfil
As aplicações de engenharia dos ensaios de piezocone podem ser para
classificação e estratigrafia dos solos obtenção de parâmetros geotécnicos e
aplicação direta ao projeto de fundações.
Uma observação conjunta das medidas de resistência de ponta, atrito lateral e
poro-pressões geradas durante a cravação permitem identificar camadas de subsolo
(SCHNAID, 2000).
A razão de atrito (Rf = fs / qc) é o primeiro parâmetro derivado do ensaio e
normalmente utilizado para a classificação dos solos. Esta classificação pode ser
obtida através de procedimentos gráficos que relacionam diretamente qc versus Rf .
Além disso, com os dados de poro-pressão é possível obter um segundo
parâmetro de classificação dos solos denominado Bq.
No presente trabalho, utiliza-se para a classificação dos solos o ábaco
apresentado na Figura 5, proposto por Robertson e outros (1986) que, segundo
Schnaid (2000), inclui a prática brasileira.
34
Figura 5. Carta de classificação de solo utilizando piezocone (Fonte: ROBERTSON, 1986 por
SCHNAID, 2000).
35
Para obter a classificação estratigráfica do solo, por meio desse ábaco,
devem-se conhecer os valores de qt e de Fr, onde σv0 é a tensão vertical in situ; σ’v0
é a tensão vertical efetiva in situ; u0 é a poro pressão hidrostática in situ e u2 é a poro
pressão medida na base do cone.
2.8.4. Parâmetros geotécnicos de argilas
A seguir, são apresentadas as correlações normalmente aplicadas ao ensaio
de CPTu para obtenção da resistência não-drenada, razão de sobre adensamento.
2.8.4.1. Resistência não-drenada (Su)
Segundo Dos Santos (2003), o ensaio de CPTu mede a resistência oferecida
pelo terreno à penetração do cone, dessa forma, os resultados podem ser aplicados
na previsão da resistência ao cisalhamento dos solo.
O cálculo da resistência não-drenada (Su) pode ser realizada pela aplicação
de um fator de capacidade de carga Nk ,segundo a equação 18 citada por Schnaid
(2000):
Su = (qc - σ`v0 ) / Nk Equação 18
Os valores do fator de capacidade de carga Nk podem ser adotados, com
base na literatura, de forma a estimar a resistência não-drenada. Entretanto,
aconselha-se determinar localmente o valor de Su, por meio de um ensaio de palheta
e, posteriormente, a determinação do Nk localmente.
2.8.4.2. Razão de sobreadensamento (OCR)
A razão de sobreadensamento pode ser obtida a partir da estimativa prévia de
Su. Para a determinação do OCR, Jamiolkowski ET al. (1985) apresentaram uma
relação entre este parâmetro e o Su que pode indicar as características geotécnicas
do local, sendo:
36
OCR = [Su / (0,23 * σ`v0 ) ] 1,25 Equação 19
Também, podem-se citar as equações empíricas abaixo, propostas por Chen
& Mayne (1996) e citado por Schnaid (2000).
OCR = 0,305 [(qt - σv )/ σ`v0 ] Equação 20
OCR = 0,53 [(qt - u2 )/ σ`v0 ] Equação 21
2.8.5. Parâmetros geotécnicos de areias
Este item trata da obtenção dos principais parâmetros de resistência e
deformabilidade em solos de comportamento drenado.
2.8.5.1. Compacidade relativa (Cr)
Assim, como no caso do SPT, a obtenção da compacidade relativa, por meio
do ensaio de piezocone, tem sido alvo de crítica e continua a apresentar
considerável dispersão dos resultados. (CORDEIRO, 2004).
Além disso, estudos têm mostrado que o comportamento dos solos
granulares é muito complexo para ser representado apenas pela compacidade
relativa. (LUNNE ET al., 1989). Mesmo assim, a compacidade relativa continua
sendo amplamente empregada na prática de engenharia para descrever o estado
das areias.
A previsão do índice de densidade ou também conhecido como
compacidade relativa Cr pode ser correlacionada com a resistência de ponta qc
medida no ensaio de piezocone. Posteriormente, pode-se converter o valor de Cr em
ângulo de atrito.
No cálculo da compacidade relativa, os valores de qc e σ`v0 são expressos
em t/m²:
37
Cr = -98 + 66*log10 [(qc / (σ`v0 )0,5] Equação 22
Jamiolkowski ET al. (1985) propôs a equação 23 para a estimativa da Cr em
areias normalmente adensadas de média compressibilidade, sendo Cr , qc e σ`v
expressos em kPa.
Cr = -131 + 66 * log [(qc / (σ`v )0,5] Equação 23
2.8.5.2. Ângulo de atrito (Φ`)
Segundo dos Santos (2003), várias teorias empíricas ou semi-empíricas já
foram publicadas para a interpretação de Φ`. Com base em soluções existentes em
câmara de calibração, Robertson & Campanella (1983) propuseram uma correlação
empírica entre Φ` e qc .
A equação 24 foi proposta por De Mello (1971) para a conversão do índice de
densidade em ângulo de atrito.
tan Φ` = 0,712 / (1,49 – Cr) Equação 24
A equação 25 foi apresentada por Kulhawy e Mayne (1990) para a
determinação do ângulo de atrito.
Φ` = tan -1 [0,1 + 0,38* log (qc / σ`v0)] Equação 25
Para o caso de areias sobreadensadas, é possível que se possa
superestimar o ângulo de atrito, uma vez que a compressibilidade do solo é
reduzida, o que aumenta os valores de qc obtidos durante o ensaio (DOS SANTOS,
2003).
2.9. Ensaio de palheta
O ensaio de palheta, mundialmente conhecido como Vane Test, é
empregado na determinação da resistência ao cisalhamento não-drenada do solo in
38
situ de argilas de consistência mole a rija. Assim há a necessidade do conhecimento
prévio do perfil do solo para avaliar a aplicabilidade deste ensaio a determinada
profundidade do solo (SCHNAID, 2000).
O ensaio consiste na cravação de uma palheta de seção cruciforme,
submetida a um torque necessário para cisalhar o solo por rotação em condições
não drenadas.
Após a cravação da palheta no solo, na profundidade desejada, se aplica
imediatamente o torque, com uma velocidade de 0,1 a 0,2 graus/segundo, de acordo
com a norma da ABNT NBR 10905/1989 “Ensaio de Palheta in situ”.
2.9.1. Resultados do ensaio
Este ensaio, sendo passível de interpretação analítica, assumindo a hipótese
de superfície cilíndrica, serve de referência a outras técnicas e metodologias, cuja
interpretação requer a adoção de correlações semi-empíricas.
É possível determinar a resistência ao cisalhamento não-drenada do solo Su,
também conhecida como coesão não drenada, com base no torque, de acordo com
a equação 26 deduzida para palhetas retangulares com altura igual ao dobro do
diâmetro, e assumindo uma distribuição uniforme de tensões ao longo das
superfícies de ruptura horizontais e verticais circunscritas à palheta. (SCHNAID,
2000).
3
86,0
D
MS
u
π
=
Equação 26
Sendo:
M = torque máximo medido (kN.m)
D = diâmetro da palheta (m).
Para determinar a resistência amolgada (Sur) imediatamente após a
aplicação do torque máximo são realizadas dez revoluções completas na palheta e
39
refeito o ensaio. O intervalo de tempo entre dois ensaios deve ser inferior a cinco
minutos.
O valor de resistência não-drenada amolgada (Sur) é obtido pela equação 26
utilizando-se, porém, o valor do torque correspondente à condição amolgada.
2.9.2. Sensibilidade das argilas
Segundo Schnaid (2000), o valor de sensibilidade (St) da argila é dado por:
St = Su/ Sur Equação 27
Skempton & Northey (1952) citado por Schnaid (2000), propõe a
classificação das argilas quanto à sensibilidade, conforme a tabela abaixo.
Tabela 3. Tabela de sensibilidade das argilas (Skempton & Northey, 1952).
Sensibilidade St
Baixa 2 - 4
Média 4 - 8
Alta 8 – 16
Muito Alta > 16
Fonte: Schnaid, 2000.
Complementarmente, busca-se obter informações quanto à história de
tensões do solo indicada pelo perfil da razão de sobreadensamento (OCR).
O OCR é indispensável na análise do comportamento de depósitos
argilosos.
Mesmo sendo uma relação secundária, de caráter semi-empírico, é uma
utilização adicional dos resultados de palheta, desenvolvida para obter a variação de
OCR com a profundidade, além de fornecer uma estimativa do coeficiente K0.
Um estudo estatístico de casos apresentados por Mayne & Mitchell (1988)
citado por Schnaid (2000), permitiu avaliar a aplicabilidade da correlação entre os
valores de OCR e as resistências obtidas pelo ensaio de palheta. As medidas
experimentais ajustam-se à equação 29.
40
OCR = 3,55 * (Su / σ`v0)0,66 Equação 28
41
3. DADOS DA BARRAGEM EM ESTUDO
No presente trabalho estudou-se uma barragem que recebe rejeitos e lamas
resultantes da extração de minério de ferro das minas em exploração e operação por
uma grande empresa mineradora no estado de Minas Gerais.
A barragem foi construída inicialmente com uma altura suficiente para
atender aos primeiros anos de operação, sendo alteada sucessivamente com drenos
internos em suas seções, de acordo com o avanço de lavra e conseqüente aumento
na produção de rejeitos.
A barragem de rejeitos foi construída pelo método de montante descrito no
item 2.4. Sua planta e seção típica estão apresentadas no Anexo I.
42
Figura 6 Seção 2 da barragem de rejeito em estudo. (Fonte: Victorino, 2007).
43
3.1. Investigação geotécnica
Foi realizada uma campanha de investigação geotécnica na praia e na
barragem de rejeito em estudo, executada pela empresa In Situ Geotecnia. Os
estudos tiveram o objetivo de detalhar o perfil geotécnico da área em questão com
base na seguinte campanha de investigação:
• Três (03) ensaios de sondagens SPT;
• Cinco (05) penetrações estáticas de piezocone – CPTu;
• Onze (11) ensaios de palheta.
Os ensaios realizados na área em questão estão localizados na planta da
barragem de rejeito em estudo no Anexo I.
Este trabalho aborda os estudos efetuados na seção 02 da barragem
apresentada no Anexo II.
3.2. Ilhas de investigação
Na tabela abaixo, são apresentadas as ilhas de investigação, que envolvem
sondagens SPT, ensaios de piezocone e de palheta. Observar que não são todas as
ilhas que possuem os três tipos de ensaio.
Tabela 4 Descrição Dos ensaios presentes nas ilhas de investigação.
Ilha Ensaio de CPTu Ensaio de palheta Sondagem SPT
1 CPTu-1 VT-1 SPT-5
2 CPTu-2 VT-2 SPT-6
3 CPTu-3 - SPT-7
4 CPTu-4 VT-3 -
5 CPTu-5 VT-4 -
3.3. Perfil típico
O perfil estratigráfico da seção estudada é apresentado no Anexo II. O nível
d`água obtidos nos ensaios de CPTu e sondagens SPT são apresentados no Anexo
III.
44
Os laudos de sondagens SPT, ensaios de CPTu e ensaios de palheta são
apresentados, respectivamente, nos anexos IV, V e VI.
45
4. ANÁLISE E INTERPRETAÇÃO DOS RESULTADOS DOS ENSAIOS
GEOTÉCNICOS
Este estudo está direcionado a avaliar o comportamento do rejeito.
Basicamente, busca-se avaliar se o comportamento dos rejeitos é drenado,
característica dos materiais granulares, ou não-drenado, característica dos materiais
finos.
A característica não-drenada é o comportamento esperado, pois este é o
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.
Para tanto, os ensaios de campo, neste capítulo, serão analisados e
interpretados.
Cintra et. al. citam Godoy (1972) para estimativas de peso específico na
ausência de ensaios de campo. Como a maior parte dos solos é misturado com
minério de ferro foi adotado os maiores valores de peso específico. Assim, o peso
específico dos materiais constituintes da barragem, para todos os ensaios, foi
considerado constante e igual a 2 tf/m³. Esse valor de peso específico é um valor
alto para solos naturais, entretanto a maior parte das camadas são constituídas de
solo misturado a de minério de ferro, o que possibilita o aumento do peso específico
estimado.
4.1. Sondagens SPT
Neste item são apresentados os resultados obtidos pelas três sondagens
SPT apresentadas no Anexo V. Estas sondagens foram estudadas por pertencerem
à seção 02, que possui o maior número de estudos.
É importante ressaltar que as sondagens SPT são obrigatórias segundo a
norma brasileira.
4.1.1. Correções da medida NSPT
46
Foram executadas as correções propostas pelas equações 1 a 5. A seguir,
são apresentados, separadamente, os resultados gráficos da aplicação das referidas
equações nos perfis de sondagem SPT-05, SPT-06 e SPT-07.
É interessante observar nos gráficos 1, 2 e 3 a variação que ocorre com o
valor do NSPT real, obtido em campo, após o tratamento feito com as equações
propostas.
Observa-se que os valores de N60, denominados nos gráficos como “NSPT
60”, que é o sugerido pela prática internacional, aliado a utilização de uma energia
teórica de queda livre de 66%, resulta em valores de resistência um pouco
superiores ao real.
As demais proposições resultam em valores de NSPT inferiores ao real.
0
1
2
3
4
5
6
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
NSPT corrigido
Pro
fun
did
ade
(m)
NSPT RealNSPT 60NSPT Terzaghi e Peck (1948)NSPT Gibbs e Holtz (1957)NSPT Skempton (1986)NSPT Peck et. al. (1974)
AVANÇO COM TRADO
Gráfico 1. NSPT corrigido – SPT-05.
47
0
5
10
15
20
25
30
35
0 10 20 30 40 50 60 70
NSPT corrigidoP
rofu
nd
idad
e (m
)
NSPT Real
NSPT 60
NSPT Terzaghi e Peck (1948)
NSPT Gibbs e Holtz (1957)
NSPT Skempton (1986)
NSPT Peck et. al. (1974)
Gráfico 2. NSPT – corrigido SPT-06.
0
5
10
15
20
25
30
35
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
NSPT corrigido
Pro
fun
did
ade
(m)
NSPT Real
NSPT 60
NSPT Terzaghi e Peck (1948)
NSPT Gibbs e Holtz (1957)
NSPT Skempton (1986)
NSPT Peck et. al. (1974)
Gráfico 3. NSPT corrigido – SPT-07.
Nos gráficos 1 e 2 observa-se altos valores de resistência a penetração no
início da sondagem. Isso é decorrente do aterro compactado, que forma o corpo do
alteamento da barragem.
48
No gráfico 3, os altos valores de resistência a penetração ao final da
sondagem, se devem a sondagem ter atingido os materiais de fundações, altamente
compactados - devido ao adensamento sofrido pela carga aplicada pelo peso próprio
da barragem.
Com base nos gráficos acima apresentados, nos quais são comparados os
diversos valores de NSPT corrigidos propostos pela literatura, pode-se perceber que
as diversas equações propostas para correção dos valores NSPT não chegam a um
consenso.
Neste trabalho, adotar-se-á prioritariamente o recomendado pela prática
internacional. Isso porque, apresentam valores de resistências tratadas superiores,
visto a baixa eficiência quanto à energia teórica de queda em acionamento manual.
4.1.2. Compacidade Relativa dos materiais granulares
Os materiais presentes nos perfis de sondagem são predominantemente
finos, ou seja com características argilosas. Apesar das equações 6 a 8 serem
propostas para materiais predominantemente granulares, as mesmas foram
utilizadas a título de estudo prévio dos materiais, futuras comparações com outros
ensaios e a validação das equações propostas na literatura para o caso das
barragens de rejeito de minério de ferro.
Em uma mesma camada, observa-se que a equação proposta por Yoshida
ET al. (1988), é a proposta que apresenta menor coeficiente de variação,
acompanhado de um menor desvio padrão.
Para realizar a avaliação estatística dos resultados, foram calculados a média,
desvio-padrão e coeficiente de variação dos mesmos.
Segundo Andriotti (2003), o coeficiente de variação é à medida que vale o
resultado da divisão do desvio-padrão pela média aritmética, cujo resultado nos
mostra o quão maior ou menor o desvio padrão é da média.
O coeficiente de variação proporciona idéia de homogeneidade das amostras
estudadas. Segundo Andriotti (2003), valores abaixo de cerca de 40% refletem
homogeneidade da amostra, enquanto valores superiores a 100% representam a
heterogeneidade da amostra.
49
Observa-se, também, que quanto mais fofo ou mole, maior o índice de vazios
e menor a compacidade relativa do material.
Nas tabelas 6 e 7, são apresentados os resultados de compacidade relativa
para todas as camadas dos perfis de sondagens, respectivamente, SPT-05 e SPT-
06.
Tabela 5. Compacidade relativa de uma camada da sondagem SPT-05.
Autor Skempton (1986) Gibbs e Holtz (1957) Yoshida ET AL (1988)
Profundidade (m)
Descrição tátil-visual Média Desvio
padrão COV (%) Média Desvio
padrão COV (%) Média Desvio
padrão COV (%)
1 Trado a seco
2 - 5
Aterro de minério fino,
muito compacto, variegado.
0,88 0,42 47,40 1,03 0,50 48,02 0,78 0,35 44,77
Tabela 6. Compacidade relativa de uma camada da sondagem SPT-06.
Autor Skempton (1986) Gibbs e Holtz (1957) Yoshida ET AL
(1988)
Prof.
(m) Descrição tátil-visual Média
Desvio
padrão
COV
(%) Média
Desvio
padrão
COV
(%) Média
Desvio
padrão
COV
(%)
1 -3
Minério fino, compacto a
muito compacto,
variegado, com veios de
pedregulhos finos.
0,95 0,20 21,50 1,15 0,25 21,92 0,82 0,16 18,99
4 - 6 Silte argiloso rijo,
variegado 0,54 0,06 11,52 0,62 0,08 12,61 0,52 0,04 8,53
7 - 9 Minério fino, fofo, preto. 0,36 0,28 77,33 0,40 0,31 77,65 0,36 0,26 70,35
10 - 24
Silte argiloso, muito mole
a médio e minério fino,
variegado.
0,22 0,08 36,48 0,24 0,09 37,08 0,25 0,08 30,90
25 - 28
Minério fino, compacto a
medianamente compacto
variegado.
0,38 0,07 18,63 0,41 0,08 18,77 0,46 0,08 16,18
50
29 - 30
Silte argiloso mole a
médio com minério fino
variegado.
0,21 0,07 33,26 0,23 0,08 33,20 0,27 0,09 31,15
31
Argila siltosa média a
dura, com pedregulhos
finos a médios,
variegados.
0,29 - - 0,31 - - 0,37 - -
32 -33
Argila siltosa média a
dura, com pedregulhos
finos a médios,
variegados.
0,33 0,09 27,27 0,36 0,10 27,78 0,43 0,11 25,58
A exemplo, os baixos coeficientes de variação na Tabela 6, de 1 a 3m,
demonstram o controle dos materiais e na compactação dos aterros envolvidos no
alteamento da barragem.
4.1.3. Ângulo de atrito interno
As equações 9 a 12, 14 e 15 analisam o ângulo de atrito a partir de dados
obtidos na sondagem, tal como NSPT e densidade relativa dos materiais.
Ao analisar os resultados de ângulo de atrito das diversas camadas das
sondagens e pelas equações propostas, observou-se que a presença de minério
misturado ao solo natural tende a aumentar os valores coeficiente de variação da
camada. E que em camadas com predominância de minério apresentam maiores
valores de desvio padrão.
Apesar das muitas incertezas associadas à sondagem SPT, os resultados de
coeficiente de variação revelam um comportamento homogêneo do material.
Segundo Andriotti (2003), valores abaixo de cerca de 40% refletem homogeneidade
da amostra.
Os resultados de ângulo de atrito, das sondagens SPT-05, por diferentes
propostas são apresentados nas tabelas 8, 10 e 12. Os resultados, para a
sondagem SPT-06, são apresentados nas tabelas 9, 11 e 13.
51
Tabela 7. Estimativa de ângulo de atrito em termos tensão efetiva - SPT-05.
Autor Kulhawy e Mayne (1990)
Profundidade (m) Descrição tátil-visual Média
(°)
Desvio
padrão
COV
(%)
1 Trado a seco - - -
2 - 5 Aterro de minério fino, muito compacto,
variegado. 51,82 15,26 29,45
Tabela 8. Estimativa de ângulo de atrito em termos tensão efetiva - SPT-06.
Autor Kulhawy e Mayne (1990)
Profundidade
(m) Descrição tátil-visual
Média
(°)
Desvio
padrão
COV
(%)
1 -3 Minério fino, compacto a muito compacto,
variegado, com veios de pedregulhos finos. 57,50 3,65 6,35
4 - 6 Silte argiloso rijo, variegado 44,13 3,16 7,16
7 - 9 Minério fino, fofo, preto. 31,48 15,63 49,65
10 - 24 Silte argiloso, muito mole a médio e minério
fino, variegado. 23,31 5,65 24,23
25 - 28 Minério fino, compacto a medianamente
compacto variegado. 34,03 4,14 12,16
29 - 30 Silte argiloso mole a médio com minério fino
variegado. 22,70 5,16 22,74
31 Argila siltosa média a dura, com pedregulhos
finos a médios, variegados. 28,18 - -
32 -33 Argila siltosa média a dura, com pedregulhos
finos a médios, variegados. 30,98 5,64 18,21
Tabela 9. Estimativa de ângulo de atrito em termos de compacidade relativa - SPT-05.
Autor Mello (1971) e Yoshida ET AL (1988)
Meyerhof (1959) e Yoshida ET AL (1988)
Profundidade (m) Descrição tátil-visual Média
(°) Desvio padrão
COV (%)
Média (°)
Desvio padrão
COV (%)
1 Trado a seco - - - - - -
2 - 5 Aterro de minério fino, muito compacto, 47,28 11,89 25,16 39,68 5,23 13,18
52
variegado.
Tabela 10. Estimativa de ângulo de atrito em termos de compacidade relativa - SPT-06.
Autor Mello 1971 e Yoshida ET AL (1988)
Meyerhof (1959) e Yoshida ET AL (1988)
Profundidade (m) Descrição tátil-visual Média
(°) Desvio padrão
COV (%)
Média (°)
Desvio padrão
COV (%)
1 - 3
Minério fino, compacto a muito compacto, variegado, com veios de pedregulhos
finos.
47,41 7,02 14,81 40,36 2,35 5,82
4 – 6 Silte argiloso rijo, variegado 36,23 1,26 3,48 35,76 0,66 1,85
7 - 9 Minério fino, fofo, preto. 37,21 6,59 17,72 33,47 3,85 11,50
10 - 24 Silte argiloso, muito mole a
médio e minério fino, variegado.
30,00 1,64 5,48 31,80 1,17 3,69
25 - 28 Minério fino, compacto a
medianamente compacto variegado.
34,84 2,02 5,79 34,96 1,13 3,22
29 - 30 Silte argiloso mole a médio com minério fino variegado. 30,40 1,76 5,78 32,11 1,28 3,99
31 Argila siltosa média a dura,
com pedregulhos finos a médios, variegados.
32,43 - 33,54 - -
32 - 33 Argila siltosa média a dura,
com pedregulhos finos a médios, variegados.
33,93 2,72 8,03 34,42 1,63 4,75
Tabela 11. Estimativa de ângulo de atrito em termos de NSPT - SPT-05.
Autor Bowles (1996) Godoy (1983) Teixeira (1996)
Profundidade (m)
Descrição tátil-visual
Média (°)
Desvio padrão
COV (%)
Média (°)
Desvio padrão
COV (%)
Média (°)
Desvio padrão
COV (%)
1 Trado a seco - - - - - - - - -
2 - 5
Aterro de minério fino,
muito compacto, variegado.
36,17 10,06 27,82 43,24 9,48 21,93 40,59 11,96 29,46
53
Tabela 12. Estimativa de ângulo de atrito em termos de NSPT - SPT-06.
Autor Bowles (1996) Godoy (1983) Teixeira (1996)
Prof.
(m)
Descrição tátil-
visual
Média
(°)
Desvio
padrão
COV
(%)
Média
(°)
Desvio
padrão
COV
(%)
Média
(°)
Desvio
padrão
COV
(%)
1 - 3
Minério fino,
compacto a muito
compacto,
variegado, com
veios de
pedregulhos finos.
33,58 5,88 17,51 40,80 5,54 13,58 39,93 5,24 13,12
4 - 6 Silte argiloso rijo,
variegado 26,22 0,88 3,37 33,87 0,83 2,46 32,10 1,20 3,74
7 - 9 Minério fino, fofo,
preto. 24,53 6,01 24,49 32,27 5,66 17,55 27,44 9,38 34,19
10 - 24
Silte argiloso, muito
mole a médio e
minério fino,
variegado.
21,81 1,22 5,57 29,71 1,15 3,86 23,82 2,86 12,00
25 - 30
Minério fino,
compacto a
medianamente
compacto
variegado.
26,89 2,41 8,96 34,50 2,27 6,58 32,83 3,05 9,30
31
Argila siltosa média
a dura, com
pedregulhos finos a
médios,
variegados.
24,24 - - 32,00 - - 29,14 - -
32 - 33
Argila siltosa média
a dura, com
pedregulhos finos a
médios,
variegados.
26,15 3,30 12,62 33,80 3,11 9,20 31,71 4,66 14,68
54
4.1.4. Coesão não-drenada
Considerando-se que nas sondagens aqui apresentadas somente foram
detectadas camadas de materiais finos, procederam-se os cálculos da coesão não
drenada dos materiais, executados pela equação 2.15.
As tabelas 13 e 14 apresentam os resultados de coesão não-drenada dos
perfis com diferentes estratigrafias, obtidas nas sondagens SPT-05 e SPT-06,
respectivamente.
Tabela 13. Resultados de coesão não-drenada do SPT-05.
Profundidade (m) Descrição tátil-visual Média
(kPa) Desvio padrão
COV (%)
1 Trado a seco - - -
2 - 5 Aterro de minério fino, muito compacto, variegado. 381,00 237,09 62,23
Tabela 14. Resultados de coesão não-drenada do SPT-06.
Profundidade (m) Descrição tátil-visual Média
(kPa) Desvio padrão
COV (%)
1 - 3 Minério fino, compacto a muito compacto, variegado, com veios de pedregulhos finos. 320,00 138,56 43,30
4 - 6 Silte argiloso rijo, variegado 146,67 20,82 14,19
7 - 9 Minério fino, fofo, preto. 106,67 141,54 132,69
10 - 24 Silte argiloso, muito mole a médio e minério fino, variegado. 42,67 28,65 67,15
25 - 28 Minério fino, compacto a medianamente compacto variegado. 162,50 56,79 34,95
29 - 30 Silte argiloso mole a médio com minério fino variegado. 55,00 35,36 64,28
31 Argila siltosa média a dura, com pedregulhos finos a médios, variegados. 100,00 - -
32 - 33 Argila siltosa média a dura, com pedregulhos finos a médios, variegados. 145,00 77,78 186,42
Na tabela 14, pode-se observar que os resultados de coesão, ao longo do
perfil, variam bastante conforme as camadas. Além disso, o alto coeficiente de
variação comprova que a sondagem SPT apresenta dados de pouco
55
representativos, quando considerado apenas o resultado NSPT, apesar de ser a
principal alternativa de investigação geotécnica normatizada no Brasil e no mundo, e
de propiciar a estratigrafia do terreno pela coleta de amostras deformadas.
4.1.5. Nível d`água
Foi possível determinar o nível d’água presente na seção transversal da
barragem em estudo pelas sondagens SPT. Deve-se observar que o nível d`água
obtido refere-se apenas ao nível no período de sondagens.
A determinação do nível d`água neste trabalho não tem por objetivo a
determinação do fluxo de água na barragem. Isso porque não existe como garantir
que o nível d`água presente na barragem obtida por sondagens SPT é de fato o
atuante predominantemente durante todo o período de operação.
Para a determinação do nível d`água no interior dessa barragem necessitar-
se-ia dos dados de monitoramento dos piezômetros instalados nessa barragem.
4.2. Ensaios de piezocone
Neste item são apresentados os resultados obtidos com a análise dos
ensaios de piezocone.
4.2.1. Estratigrafia
A divisão estratigráfica dos perfis baseou-se na resistência de ponta, atrito
lateral e poro-pressões. Devido à hipótese de heterogeneidade dos materiais pela
presença de minério de ferro no perfil, as camadas de solo foram divididas em
materiais de comportamento drenado e não drenado.
Os materiais de comportamento drenado remetem aos solos granulares,
enquanto os materiais não drenados a solos finos e coesivos.
A exemplo, as camadas do CPTu-02 foram divididas conforme consta na
tabela 15.
56
Tabela 15 Estratigrafia quanto a poro-pressões do CPTu-02.
Camada de Solo Profundidade inicial (m) Profundidade final (m) Comportamento
1 0,00 4,16 Drenado
2 5,36 7,58 Não drenado
3 7,6 9,88 Drenado
4 11,04 16,58 Não drenado
5 16,6 20,04 Drenado
A presença de materiais drenantes não é esperada em projetos. No caso dessa
barragem essas camadas drenantes podem ter sido estrategicamente alocadas de
forma a servirem de filtro e rebaixarem o nível d`água que se encontra relativamente
alto.
A exemplo, o perfil de poro pressão observado na figura 7 é referente ao ensaio
CPTu-05 e apresenta a linha de pressão hidrostática e poro pressão, u2, gerada
durante o ensaio ao longo de uma penetração estática de piezocone, realizado na
barragem em estudo, assim como a identificação do material.
57
Figura 7. Determinação do perfil de pressão hidrostática e geração de poro pressão em solos
drenados. (Fonte: Insitu, 2006)
Com a identificação das camadas, por furo, realizou-se uma interpolação que
delimitou na seção transversal, em estudo, do maciço as áreas de influência de cada
solo.
4.2.2. Análise da variabilidade dos resultados de CPTu
Os ensaios geotécnicos envolvem incertezas devido à variabilidade natural dos
materiais e a erros de medida durante os ensaios.
Neste trabalho, observou-se uma alta variabilidade nos dados lidos de CPTu
dentro das camadas de solo e isso demonstrou a necessidade de se realizar uma
58
análise estatística para a quantificação da variabilidade dos parâmetros geotécnicos
do maciço componente desta obra.
Para ajuste da variabilidade, foi realizada, primeiramente, uma filtragem dos
dados, a fim de retirar pontos anômalos que podem vir a interferir na identificação da
heterogeneidade real do material analisado.
O processo de filtragem baseou-se no sistema de janelas deslizantes, onde
uma faixa limitada de pontos é avaliada a cada passo, tal que os dados fora da
banda especificada sejam removidos e substituídos pela mediana dos 2 pontos
adjacentes ao filtrado, com base no desvio padrão das leituras em análise.
Além disso, alguns solos, devido às suas características de gênese e pré-
carregamento, possuem parâmetros que são diretamente influenciados pela
profundidade. Essa tendência vertical pode muitas vezes mascarar a avaliação
estatística dos dados e a correlação entre os valores. Esta tendência linear de
aumento de alguns parâmetros com a profundidade deve ser retirada do conjunto de
dados, para que a avaliação da variabilidade dos parâmetros seja realizada
corretamente. Para se retirar essa tendência dos dados é, em geral, utilizado o
método dos mínimos quadrados, gerando um conjunto com média zero, com o qual
poderão ser calculadas algumas estatísticas básicas, tais como o desvio-padrão. A
este processo dá-se o nome de “detrend” (VICTORINO, 2007).
Os métodos dos cálculos acima descritos foram executados em Victorino, 2007.
Este trabalho utilizou os resultados dos mesmos e, a partir deles, realizou as
análises de parâmetros geotécnicos dos materiais.
4.2.3. Resistência não-drenada
O cálculo da resistência não-drenada (Su) pode ser realizado pela aplicação
de um fator de capacidade de carga Nk ,segundo a equação 18. Os valores do fator
de capacidade de carga Nk podem ser adotados, com base na literatura, de forma a
estimar a resistência não-drenada.
59
No gráfico 4, utilizou-se um trecho de material não drenante (15,20m a
16,58m) do CPTU-02. Esse trecho foi escolhido devido a apresentar pequena
extensão, fato que pode tornar os resultados mais significativos. Também, porque
nessa camada foram realizados ensaios de Vane Test, o que pode proporcionar
uma correlação entre os ensaios.
O gráfico 4 pretende exemplificar o proposto na literatura, aplicado a um
trecho de material não drenante do corpo de uma barragem de rejeitos. Estimaram-
se valores para NKT e obteve-se o Su estimado a cada 2 cm do trecho, pela aplicação
da equação 18.
15
15,2
15,4
15,6
15,8
16
16,2
16,4
16,6
16,8
0 200 400 600
Su (KPa)
Pro
fun
did
ade
(m)
Su para Nk=0,5
Su para Nk=1
Su para Nk=3
Su para Nk=10
Su para Nk=30
Gráfico 4. Determinação do Su, com base em valores de Nk adotados.
Pode-se observar que com a variação do Nk, o valor de Su varia bastante,
principalmente para os valores mais baixos de Nk.
Dessa maneira, explica-se a orientação da literatura de proceder-se a
determinação do Su localmente por meio do ensaio de palheta e, posteriormente, a
determinação do Nk localmente. O gráfico 5 apresenta, em conjunto, os valores de
Su estimados e os valores de Su reais obtidos pelo ensaio de palheta. Os valores de
Su estimados, a partir do cálculo de OCR, foram calculados pela aplicação das
equações 19, 20 e, a seguir, pela aplicação das equações 19 e 21.
60
A linha verde refere-se à estimativa prévia de Su com a aplicação das
equações 19 e 20. A linha azul refere-se à estimativa prévia de Su com a aplicação
das equações 19 e 21.
As linhas azul escuro e rosa, referem-se a valores de Su reais, obtidos pelos
ensaios de Vane Test. A determinação dos Su reais por ensaio, possibilitou a
determinação do Nk da camada. Com o valor de Nk calculou-se o valor de Su da
camada inteira.
15
15,2
15,4
15,6
15,8
16
16,2
16,4
16,6
16,8
0 200 400 600 800 1000 1200
Su (KPa)
Pro
fun
did
ade
(m)
Su Real. Nk=5,3
Su Real. Nk=6,95
Estimativa prévia de Su Jamiolkowski et al 1985(Kpa) (b)
Estimativa prévia de Su Jamiolkowski et al 1985(Kpa) (a)
Gráfico 5. Determinação do Su estimado e Su real.
Observa-se que os valores de Su estimados são muito inferiores aos Su
obtidos nos ensaios de palheta para esta camada. Os usos dessas equações para
estimativa do Su devem ter apenas caráter prévio, sendo imprescindível a execução
dos ensaios de palheta para a determinação adequada da resistência não drenada.
Além disso, deve-se atentar que para uma mesma camada obtiveram-se dois
valores distintos de Nk, pelos ensaios de Vane Test.
Com a aplicação dos Nk obtidos na estimativa de resistência não-drenada (Su)
a cada 2 cm da camada, observou-se que mesmo possuindo valores de Nk distintos,
isso pouco influenciou no Su da camada, como se pode observar no gráfico 5. Ou
61
seja, dentro de uma mesma camada a resistência não-drenada (Su) segue uma
tendência com variações mínimas.
4.2.4. Razão de sobreadensamento (OCR)
As análises dos valores de OCR obtidos pelas equações 20 e 21 permitiram
observar que, pelas duas proposições, chega-se a resultados próximos de razão de
sobreadensamento, para os materiais não drenantes, conforme a tabela 16. O
material da barragem em sua imensa maioria é normalmente adensado, visto que
OCR é aproximadamente 1.
Tabela 16. Resultados estatísticos de OCR para CPTu-02.
Camada
OCR
(equação 20)
OCR
(equação 21)
Média Desvio padrão COV (%) Média Desvio padrão COV (%)
1 0,34 0,12 34,69 0,35 0,12 33,81
2 1,41 1,12 79,16 1,37 11,65 848,65
3 0,17 0,10 59,51 0,40 0,02 5,09
4 1,23 1,12 91,26 0,15 0,29 188,59
5 3,08 0,73 23,65 0,17 0,04 22,29
O valor de aproximadamente 3, na camada 5, justifica-se por tratar-se do
terreno de fundação.
Pode-se observar que os resultados obtidos pela equação 21 apresentam
resultados de coeficiente de variação muito altos. Segundo Andriotti (2003), valores
elevados, ou seja, superiores a 100% representam amostras com grande
heterogeneidade.
4.2.5. Compacidade relativa (Cr)
62
A previsão do índice de densidade ou também conhecido como
compacidade relativa Cr pode ser correlacionada com a resistência de ponta qc
medida no ensaio de piezocone.
Apesar das equações 22 a 23 serem propostas para materiais
predominantemente granulares, as mesmas foram utilizadas a título de estudo prévio
dos materiais, futuras comparações com outros ensaios e a validação das equações
propostas na literatura para o caso das barragens de rejeito de minério de ferro.
A utilização da equação 23, foi possível devido à determinação do OCR dos
materiais, isso porque a equação só é válida para solos granulares normalmente
adensados, de média compressibilidade. No entanto, sua validade neste caso é
questionável. Isso porque, a definição de média compressibilidade não pode ser
afirmada seguramente. A tabela 17 apresenta os resultados estatísticos de
compacidade relativa obtida pelas equações 22 e 23.
Tabela 17. Resultados estatísticos de compacidade relativa das camadas do CPTu-02.
Camada
Robertson&Campanella (1983)
Equação 22
Jamiolkowski ET AL (1985)
Equação 23
Média Desvio padrão COV (%) Média Desvio padrão COV (%)
1 0,34 0,12 34,69 0,35 0,12 33,81
2 0,30 0,17 56,22 0,42 0,03 6,52
3 0,17 0,10 59,51 0,40 0,02 5,09
4 0,42 0,22 52,13 0,45 0,03 6,17
5 0,16 0,08 52,58 0,43 0,03 6,42
Apesar da questionável utilização da proposição feita por Jamiolkowski ET al.
(1985), o coeficiente de variação resultou muito inferior ao coeficiente de variação da
proposta por Robertson & Campanella (1983). Além disso, valores de coeficiente de
variação abaixo de 40% refletiram a homogeneidade da amostra.
4.2.6. Ângulo de atrito (Φ`)
Os cálculos do ângulo de atrito podem ser correlacionados com a
compacidade relativa dos materiais definida, anteriormente. A equação 2.22
63
propostas por de Mello (1971) e citada por dos Santos (2003), é indicada
predominantemente para materiais granulares. Entretanto, como no item anterior, o
uso das mesmas foi a título de estudo prévio dos materiais, futuras comparações
com outros ensaios e a validação das equações propostas na literatura para o caso
das barragens de rejeito de minério de ferro.
Procedeu-se também ao cálculo do ângulo de atrito com base na
compacidade relativa definida para areias normalmente adensadas de média
compressibilidade. Também, se procedeu às determinações do ângulo de atrito,
considerando o material como normalmente adensado e de média
compressibilidade, pela proposta Jamiolkowski ET al. (1985). Entretanto, a validade
dessa última correlação não pode ser afirmada, visto que o uso da mesma é
questionável na definição da compacidade relativa necessária ao cálculo do ângulo
de atrito. A tabela 18 apresenta os resultados estatísticos de ângulo de atrito pelas
equações propostas por Robertson&Campanella (1983) e Jamiolkowski ET AL
(1985).
Tabela 18. Resultados estatísticos de ângulo de atrito por De Mello (1971), com base na
compacidade relativa, do CPTu-02.
Camada
Ângulo de atrito com base na compacidade
relativa proposta por
Robertson&Campanella (1983)
Ângulo de atrito com base na
compacidade relativa proposta por
Jamiolkowski ET AL 1985
Média
(graus) Desvio padrão COV (%)
Média
(graus) Desvio padrão COV (%)
1 32,00 2,60 8,13 32,02 0,62 1,95
2 31,20 3,63 11,62 33,67 0,65 1,93
3 28,40 1,83 6,45 33,16 0,49 1,47
4 34,47 5,49 15,93 34,30 0,69 2,02
5 28,26 1,80 6,38 33,85 0,21 0,62
Os coeficientes de variação para ângulo de atrito, utilizando a compacidade
relativa proposta por Jamiolkowski ET al. (1985), resultaram mais interessante, por
apresentar valores menores, que por Robertson&Campanella (1983).
Na equação 23, apresentada por Kulhawy e Mayne (1990) para a
determinação do ângulo de atrito, são correlacionados o ângulo de atrito dos
64
materiais, tensão efetiva vertical e qc. A tabela 19 apresenta os resultados
estatísticos de ângulo de atrito obtidos pela aplicação da equação 25.
Tabela 19. Resultados estatísticos de ângulo de atrito por Kulhawy e Mayne (1990) das camadas do
CPTu-02.
Camada
Angulo de atrito
Kulhawy e Mayne (1990)
Média Desvio padrão COV (%)
1 47,66 2,91 6,12
2 35,02 5,17 14,76
3 39,52 3,89 9,84
4 29,10 6,56 22,53
5 33,72 1,99 5,91
Os coeficientes de variação para ângulo de atrito por Kulhawy e Mayne (1990)
apresentaram valores de coeficiente de variação baixos, representando
homogeneidade das amostras.
Os valores de ângulo de atrito propostos por Kulhawy e Mayne (1990),
tendem a ser mais representativo, pois independem de outras correlações empíricas.
Apesar disso, as determinações do ângulo de atrito com base na compacidade
relativa apresentam coeficientes de variação inferiores aos valores de Kulhawy e
Mayne (1990). Entretanto, o uso desses últimos não é indicado, pois a correlação na
determinação da compacidade relativa não é indicada para solos finos.
4.2.7. Nível d’água
A determinação do nível d’água presente na seção transversal da barragem
em estudo foi obtida, de modo mais refinado, pelas análises dos ensaios de CPTu.
Foi observada a presença de tensões efetivas negativas no decorrer de
alguns trechos do perfil estratigráfico. Isso poderia indicar, preliminarmente, uma
capilaridade ou um fluxo de água dentro da barragem. Entretanto, este trabalho não
tem como escopo o estudo do fluxo de água dentro da barragem, tampouco o fluxo
de água dentro da mesma.
65
4.3. Ensaios de palheta
Os ensaios de palheta são indicados para camadas de solos coesivos.
Desta maneira, os ensaios foram executados somente para algumas camadas
consideradas não drenadas do perfil.
4.3.1. Resistência ao cisalhamento não-drenada
É possível determinar a resistência ao cisalhamento não-drenada do solo Su,
indeformada e amolgada, com base no torque, de acordo com a equação 26. Os
resultados de Su foram informados pela empresa In Situ Geotecnia, que realizou os
ensaios. Os resultados informados, referentes ao ensaio VT-02, são apresentados
na tabela 20.
Tabela 20. Resultados de resistência ao cisalhamento não drenada, indeformado e amolgado, obtidos
pelo ensaio de palheta, do VT-02.
Furo Profundidade
(m) Su Indeformado (kPa) Su Amolgado (kPa)
VT-02 15,50 97,04 68,22
VT-02 16,50 144,21 79,30
Pela determinação do Su, foi possível a determinação do fator de capacidade
de carga Nk, segundo a equação 18. Vale ressaltar que os dois resultados referem-
se à mesma camada do perfil, respectivamente, início e final. Com a execução do
ensaio de palheta em uma mesma camada foi possível observar que há
homogeneidade no comportamento da camada ao longo da profundidade. Na tabela
21, são apresentados os resultados de Nk.
Tabela 21. Resultados de fator de capacidade de carga, obtidos pelo ensaio de palheta, do VT-02.
Furo Profundidade (m) Nk
VT-02 15,50 5,30
VT-02 16,50 6,95
66
Ao se observar o gráfico 6, pode-se concluir, que para uma mesma camada
do perfil, obtiveram-se dois valores distintos de Nk . Entretanto, observa-se que
apesar da distinção existente nos fatores de carga do início e final da camada, há
uma homogeneidade no comportamento da camada, visto que os valores de Su
tendem a estar muito próximos.
15
15,2
15,4
15,6
15,8
16
16,2
16,4
16,6
16,8
0 200 400 600
Su (KPa)
Pro
fun
did
ade
(m)
Su Real. Nk=5,3
Su Real. NK=6,95
Gráfico 6. Determinação do Su real para uma camada não drenante do VT-02.
4.3.2. Coesão não drenada
Segundo Massad (2003), a coesão pode ser obtida em função do torque
aplicado no ensaio e o diâmetro da palheta. A equação 27 é utilizada Norma
Brasileira (NBR 10905) para o cálculo da coesão não drenada. Na tabela 22, são
apresentados os resultados.
Tabela 22. Resultados de coesão não drenada, obtidos pelo ensaio de palheta, do VT-02.
Furo Profundidade (m) Coesão (KPa)
VT-02 15,50 120,89
VT-02 16,50 179,66
67
4.3.3. Sensibilidade das argilas
Segundo Schnaid (2000), o valor de sensibilidade (St) da argila é dado pela
equação 28. Além disso, Skempton & Northey (1952) citados por Schnaid (2000),
propõem a classificação das argilas quanto à sensibilidade, conforme a tabela 3
apresentada anteriormente. Assim, obtiveram-se os resultados nos ensaios de
palheta apresentados na tabela 23.
Tabela 23. Tabela de sensibilidade dos materiais não drenantes.
Furo Profundidade (m) St Sensibilidade
VT-02 15,50 1 -
VT-02 16,50 2 Baixa
4.3.4. Razão de sobreadensamento (OCR)
Complementarmente, buscou-se obter informações quanto à história de
tensões do solo indicada pelo perfil da razão de sobreadensamento (OCR).
Utilizando a equação 29, que busca obter a variação de OCR com a profundidade,
calculou-se a razão de sobreadensamento nas camadas ensaiadas, cujos resultados
encontram-se na tabela 24.
Tabela 24. Razão de sobreadensamento da camada não drenantes.
Furo Profundidade (m) OCR
VT-02 15,50 2,64
VT-02 16,50 2,06
68
5. ANÁLISE COMPARATIVA ENTRE OS RESULTADOS DOS ENSAIOS
GEOTÉCNICOS DE CAMPO
As análises comparativas apresentadas nesse item referem-se
prioritariamente para a ilha de investigação 02.
5.1. Análise dos comportamentos obtidos por ensaios de SPT e CPTu
A estratigrafia do perfil obtida pelas sondagens SPT e CPTu são
comparadas nas tabelas 25 e 26. Na das sondagens SPT, graças à coleta de
amostras deformadas, pôde-se executar a descrição tátil-visual dos materiais. Já nos
ensaios de CPTu, por não permitir a coleta de amostras, permitiu apenas a
classificação das camadas em drenadas e não drenadas, pela medida indireta da
variação da poro-pressão.
Tabela 25. Descrição tátil visual dos materiais presentes na sondagem SPT-06. Profundidade
(m) Descrição tátil-visual
1 - 3 Minério fino, compacto a muito compacto, variegado, com veios de pedregulhos
finos.
4 - 6 Silte argiloso rijo, variegado
7 - 9 Minério fino, fofo, preto.
10 - 24 Silte argiloso, muito mole a médio e minério fino, variegado.
25 - 28 Minério fino, compacto a medianamente compacto variegado.
29 - 30 Silte argiloso mole a médio com minério fino variegado.
31 Argila siltosa média a dura, com pedregulhos finos a médios, variegados.
32 - 33 Argila siltosa média a dura, com pedregulhos finos a médios, variegados.
Tabela 26. Descrição do comportamento drenante das camadas presentes no CPTu-02.
Camada Comportamento Profundidade (m)
1 Drenado 0,00 - 4,16
2 Não drenado 5,36 - 7,58
3 Drenado 7,6 - 9,88
4 Não drenado 11,04 - 16,58
5 Drenado 16,60 - 20,04
69
Observa-se que existe dificuldade na caracterização dos materiais em
relação à drenagem nas sondagens SPT, visto a presença de elementos de
comportamento que pode diferir dos solos naturais. A união dos dois tipos de
ensaios pode fornecer o verdadeiro comportamento do material.
A exemplo, a camada 3 poderia ser inicialmente definida como de material
de tendência argilosa, devido à presença de minério fino. Entretanto, o ensaio de
CPTu apresenta resultados que divergem da idéia inicial e afirmam o verdadeiro
comportamento da camada.
5.2. Análise das compacidades relativas
A análise da compacidade relativa dos materiais foi executada para todo o
perfil e visa analisar qual é o comportamento efetivo do rejeito que compõe a
barragem. Obtém-se a compacidade relativa dos materiais pela sondagem SPT e
ensaios de CPTu.
Observa-se nas tabelas 27 e 28 que os valores de densidade relativa obtida
pelas sondagens SPT divergem muito dos resultados obtidos pelos ensaios de
CPTu. Além disso, contata-se um menor coeficiente de variação na determinação da
compacidade relativa obtida pelos ensaios CPTu. Isso comprova uma melhor
qualidade de resultados fornecidos indiretamente pelo CPTu.
70
Tabela 27. Resultados estatísticos de compacidade relativa do SPT-06.
Autor Skempton (1986) Gibbs e Holtz (1957) Yoshida ET AL
(1988)
Prof.
(m) Descrição tátil-visual Média
Desvio
padrão
COV
(%) Média
Desvio
padrão
COV
(%) Média
Desvio
padrão
COV
(%)
1 -3
Minério fino, compacto a
muito compacto,
variegado, com veios de
pedregulhos finos.
0,95 0,20 21,50 1,15 0,25 21,92 0,82 0,16 18,99
4 - 6 Silte argiloso rijo,
variegado 0,54 0,06 11,52 0,62 0,08 12,61 0,52 0,04 8,53
7 - 9 Minério fino, fofo, preto. 0,36 0,28 77,33 0,40 0,31 77,65 0,36 0,26 70,35
10 - 24
Silte argiloso, muito mole
a médio e minério fino,
variegado.
0,22 0,08 36,48 0,24 0,09 37,08 0,25 0,08 30,90
25 - 28
Minério fino, compacto a
medianamente compacto
variegado.
0,38 0,07 18,63 0,41 0,08 18,77 0,46 0,08 16,18
29 - 30
Silte argiloso mole a
médio com minério fino
variegado.
0,21 0,07 33,26 0,23 0,08 33,20 0,27 0,09 31,15
31
Argila siltosa média a
dura, com pedregulhos
finos a médios,
variegados.
0,29 - - 0,31 - - 0,37 - -
32 -33
Argila siltosa média a
dura, com pedregulhos
finos a médios,
variegados.
0,33 0,09 27,27 0,36 0,10 27,78 0,43 0,11 25,58
71
Tabela 28. Resultados estatísticos de compacidade relativa das camadas do CPTu-02.
Camada
Robertson&Campanella (1983)
Equação 22
Jamiolkowski ET AL (1985)
Equação 23
Média Desvio padrão COV (%) Média Desvio padrão COV (%)
1 0,34 0,12 34,69 0,35 0,12 33,81
2 0,30 0,17 56,22 0,42 0,03 6,52
3 0,17 0,10 59,51 0,40 0,02 5,09
4 0,42 0,22 52,13 0,45 0,03 6,17
5 0,16 0,08 52,58 0,43 0,03 6,42
5.3. Análise de ângulo de atrito interno
A definição do ângulo de atrito interno dos materiais em termos de tensão
efetiva é válida para as sondagens SPT e ensaios de piezocone, pois apresentaram
baixos valores de coeficientes de variação. Entretanto, apresentaram resultados um
pouco distintos entre os dois tipos de ensaio.
O cálculo do ângulo de atrito interno dos materiais em termos de
compacidade relativa apresenta resultados distintos, quando considerados a
sondagem SPT e o ensaio de piezocone. A sondagem SPT apresentou resultados
muito elevados e que divergem das outras proposições para a determinação do
ângulo de atrito, apesar dos baixos resultados de coeficientes de variação. Assim, a
proposição do ensaio de piezocone se mostra mais adequada
A definição de ângulo de atrito por meio de resultados de resistência a
penetração,NSPT, nas sondagens SPT, é representativa: apresenta baixos
resultados de coeficientes de variação e resulta em valores próximos e inferiores aos
determinados nas outras proposições por CPTu e SPT, acima descritas.
5.4. Análise da coesão não drenada
As determinações de coesão não drenada podem ser obtidas pela
sondagem SPT e ensaios de palheta.
Os resultados obtidos mostram que a estimativa da coesão não drenada por
meio do NSPT é pouco adequada a aplicação em barragens de rejeito, por
72
apresentar valores de coeficientes de variação muito altos. Além disso, os valores
obtidos não são coerentes com os resultados obtidos pelo ensaio de palheta, visto
que este último apresenta resultados de coesão não drenada mais específicos, dada
a próprio natureza do ensaio.
5.5. Análise da razão de sobreadensamento
Buscando entender a história de tensões no perfil obteve-se resultados de
razão de sobreadensamento (OCR) pelo ensaio de piezocone e de palheta.
Entretanto, os resultados obtidos divergem entre um ensaio e outro. O
ensaio de palheta apresentou resultados superiores aos obtidos por ensaio de
piezocone. Entretanto, os valores não necessariamente devem ser iguais, visto a
diferença de natureza dos ensaios.
5.6. Análise do nível d`água
As determinações do nível d’água obtidas pelos ensaios de CPTu e
sondagens SPT, na seção transversal da barragem em estudo, foram comparadas e
apresentadas no Anexo II.
As variações observadas podem ser explicadas pelo fato de os ensaios e
sondagens terem sido executadas em períodos distintos.
5.7. Sondagens SPT
O uso de apenas três perfis de sondagem SPT individuais é muito pouco
para os estudos executados no capítulo anterior. Isso deixa a amostragem pouco
representativa. Para tais determinações seriam necessárias mais sondagens.
Na impossibilidade de se realizar mais sondagens poderiam ter sido
executadas duas sondagens de 45 cm a cada metro, de forma a aumentar a
quantidade de valores fornecidos.
Entretanto, alegar impossibilidade de execução de sondagens SPT é para
uma obra deste porte é incoerente e contra a segurança da barragem. Sondagens
SPT são simples, baratas e eficientes, além de solicitadas pela norma brasileira.
73
Pode-se observar no Anexo I que foram realizados pouquíssimos ensaios em vista
da área e do grande risco que obras como essa representam.
74
6. CONSIDERAÇÕES FINAIS E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
São inegáveis os benefícios sócio-econômicos que a atividade mineradora
proporciona ao país. Entretanto, o armazenamento e disposição dos rejeitos
oriundos dessa atividade constituem-se um grande desafio geotécnico.
Os rejeitos apresentam elevado potencial de impacto ambiental em caso de
acidentes. Além disso, a disposição dos mesmos em barragens de contenção deve
ser tratada como uma estrutura de contenção importante e sujeita à ruptura. Dessa
maneira, observa-se a relevância de um projeto adequado para essas barragens,
considerando a necessidade de cuidados no controle e segurança inerente a obras
desse tipo, principalmente, no que se refere ao ambiente e as populações vizinhas a
grandes obras como essa.
Com isso, há necessidade de se fazer um estudo geotécnico dos materiais
que constituem o corpo das barragens de rejeito, para então se realizar o projeto ou
adequações de estruturas já existentes.
A investigação geotécnica, baseada em ensaios de campo, possibilitou uma
avaliação das características do depósito, a estimativa de propriedades de
comportamento do resíduo, bem como validar as equações já existentes na literatura
quanto à aplicabilidade nas barragens de rejeito..
A variabilidade inerente a barragens de contenção de rejeito, que se
distinguem aos geo-materiais de disposição natural, torna necessário e relevante o
estudo para a validação de aplicação de equações empíricas e semi-empíricas na
definição de parâmetros geotécnicos utilizados na definição dos projetos. Deve-se
considerar que a interpretação dos resultados foi realizada através de abordagens
empíricas estabelecidas em materiais com características físicas, granulométricas e
mineralógicas definidas.
A existência de apenas três sondagens SPT nesta seção representa uma
parcela ínfima de informações ao projeto. A representatividade dos estudos seria
mais adequada se houvesse mais ensaios, ou seja, os estudos estatísticos seriam
mais confiáveis. Além disso, as sondagens SPT são muito baratas, simples, fáceis,
rápidas e exigidas pela norma brasileira, como principal método de investigação
geotécnica. Em estudos de casos, como essa barragem, a existência de mais
sondagens é imprescindível.
75
Pôde-se notar que, dependendo do critério ou correlação adotada, os
parâmetros geotécnicos calculados a partir dos ensaios de campo diferiam bastante,
o que pode afetar bastante a fase de projeto.
O uso de equações inadequadas pode gerar resultados errôneos em projeto.
Assim, constata-se que a principal dificuldade encontrada foi a limitação de algumas
formulações e inexistência de correlações especificamente desenvolvidas para estes
materiais.
Também, pode-se concluir que, embora estudos estejam sendo
desenvolvidos para avaliação do comportamento geotécnico dos resíduos de
mineração, a completa caracterização geotécnica dos resíduos ainda representa um
desafio para a mecânica dos solos. Nesse sentido, a implementação de uma
metodologia de investigação em resíduos através de ilhas de investigações,
contendo ao menos ensaios de piezocone, ensaios de palheta e sondagens SPT
demonstrou eficiência para a aplicação em áreas de mineração.
A definição de comportamento drenado e não drenado das camadas do
maciço também consiste num dilema interessante ao projetista de barragens de
rejeito. Nem sempre este tipo de indagação tem resposta trivial e uma discussão
mais aprofundada a este respeito é relevante e pode afetar muito a concepção do
projeto de alteamento, por exemplo.
Especificamente, no caso dessa barragem, são válidas as considerações
executadas no capítulo anterior, no que se refere às correlações dos ensaios e na
determinação das proposições mais adequadas a esta barragem de rejeito.
Sugere-se como trabalho futuros o estudo da estabilidade 2-D do maciço
para esta seção, assim como a estabilidade 3-D, considerando variabilidades
determinísticas e probabilísticas, com base nos dados obtidos neste trabalho.
Além disso, sugere-se o estudo das informações obtidas pela
instrumentação instalada na barragem para análises de fluxo interno e adensamento
que possa estar ocorrendo na mesma, através de uma retro-análise.
76
7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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ABNT - ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR
10004/1987 - Resíduos sólidos.
ABNT – ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 10905/
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ABNT – ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 12069/
1991: Ensaio de penetração de cone “in situ” (CPT).
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77
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Anexos
Anexo I
Planta da barragem de rejeito
Anexos
Anexo II
Seção 02 da barragem de rejeitos estudada
Anexos
Anexo III
Definição do nível d`água definido por sondagens SPT e ensaios CPTu
Anexos
Anexo IV
Laudos de sondagens SPT
Anexos
Sondagem: SPT-05.
N.A. = Não encontrado.
Profundidade (m) NSPT Descrição tátil-visual
1 - Trado a seco
2 35/20
Aterro de minério fino, muito compacto, variegado. 3 39
4 37/25
5 35/20
Anexos
Sondagem: SPT-06.
N.A. = 6,55 m.
Profundidade (m) NSPT Descrição tátil-visual
1 24 Minério fino, compacto a muito compacto, variegado, com
veios de pedregulhos finos. 2 40/25 3 24 4 17
Silte argiloso rijo, variegado 5 13 6 14 7 27
Minério fino, fofo, preto. 8 3 9 2
10 2
Silte argiloso, muito mole a médio e minério fino, variegado.
11 11 12 8 13 8 14 4 15 2 16 3 17 2 18 2 19 4 20 3 21 2 22 4 23 2 24 7 25 24
Minério fino, compacto a medianamente compacto variegado.
26 17 27 12 28 12 29 3
Silte argiloso mole a médio com minério fino variegado. 30 8
31 10 Argila siltosa média a dura, com pedregulhos finos a médios,
variegados. 32 9 Argila siltosa média a dura, com pedregulhos finos a médios,
variegados. 33 20
Anexos
Sondagem: SPT-07.
N.A. = 8,13 m.
Profundidade (m) NSPT Descrição tátil-visual
1 5
Minério fino, medianamente compacto a fofo, variegado.
2 4 3 2 4 10 5 6 6 2
7 3 Silte argiloso médio e minério fino, variegado. 8 7
9 9 10 3
11 6 Minério fino, pouco a mediamente compacto, variegado. 12 3
13 11 14 14
15 3
Silte argiloso, muito mole a médio, variegado.
16 10 17 2 18 4 19 6 20 5 21 8 22 3 23 2
24 37/28 Silte argiloso duro a rijo, com pedregulho fino a médio,
variegados. 25 11
26 12
Silte argiloso, rijo a duro variegado 27 27 28 23 29 34 30 22
Anexos
Anexo V
Laudos de Ensaios de CPTu
Resistência de ponta corrigida - qt (MPa) Atrito lateral - fs (kPa) Poro pressão - u (kPa)
Pro
fund
idad
e (m
)
Razão de atrito - FR (%) Estratigrafia
0
2
4
6
8
0 5 10 15 20 25
0
2
4
6
8
0 50 100 150 200 250
0
2
4
6
8
0 2 4 6 8 10
0
2
4
6
8
-100 0 100 200 300 400
Pré furo Pré furo Pré furo Pré furo
0
2
4
6
8
0
6
3
6
BARRAGEM DE REJEITOS DE MINÉRIO DE FERROMINAS GERAIS - BRASIL
DATA 28/10/2005 IDENT CPTu-02 Profundidade (m) 20,04
OBRA
Pro
fund
idad
e (m
)
LOCAL
10
12
14
16
18
20
10
12
14
16
18
20
10
12
14
16
18
20
10
12
14
16
18
20
Pré furoPré furoPré furoPré furo
10
12
14
16
18
20
Pré furo Pré furo Pré furo Pré furo
6
3
6
3
6
Anexos
Anexo VI
Laudos de Ensaios de Vane Test
Diâm. da Palheta: 100x50 0,00 -Cota do furo: 904,410 Torque Ind. (Nm): 100,29 -Prof. Perfur. (m): 10,80 219,63 -
Diâm. da Palheta: 100x50 0,00 0,00Cota do furo: 904,410 Torque Ind. (Nm): 44,31 31,15Prof. Perfur. (m): 15,50 97,04 68,22
Data : 21/01/06 VT-02Folha : 01/02
Su Ind. (kPa):
Su Amol. (kPa):
Atrito Amol. (Nm):Torque Amol. (Nm):Su Amol. (kPa):
Atrito Ind. (Nm): Atrito Amol. (Nm):Torque Amol. (Nm):
Su Ind. (kPa):
Atrito Ind. (Nm):
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180
To
rqu
e (N
.m)
Graus
indeformado amolgado
0
10
20
30
40
50
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130
To
rqu
e (N
.m)
Graus
indeformado amolgado
Diâm. da Palheta: 100x50 0,00 0,00Cota do furo: 904,410 Torque Ind. (Nm): 65,85 36,21Prof. Perfur. (m): 16,50 144,21 79,30
Data : 21/01/06 VT-02Folha : 02/02
Atrito Ind. (Nm): Atrito Amol. (Nm):Torque Amol. (Nm):
Su Ind. (kPa): Su Amol. (kPa):
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
To
rqu
e (N
.m)
Graus
indeformado amolgado
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