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DETERMINAÇÃO DOS PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA DE UM REJEITO DE

MINÉRIO DE FERRO

Ignez Merly de Oliveira André

Projeto de Graduação apresentado ao

Curso de Engenharia Civil da Escola

Politécnica, Universidade Federal do Rio

de Janeiro, como parte dos requisitos

necessários à obtenção do título de

Engenheiro.

Orientadores: Leonardo De Bona Becker

Ana Cláudia de Mattos Telles

Rio de Janeiro

Fevereiro de 2018

iii

André, Ignez Merly de Oliveira

Determinação dos parâmetros de resistência de

rejeito de minério de ferro/ Ignez Merly de Oliveira

André– Rio de Janeiro: UFRJ / ESCOLA

POLITÉCNICA, 2018.

64 p.: il.; 29,7 cm.

Orientadores: Leonardo De Bona Becker


Projeto de graduação – UFRJ/Escola

Politécnica/Curso de Engenharia Civil, 2018.

Referências bibliográficas: p. .

1.Rejeito de minério de ferro. 2. Regime

Permanente 3.Ring Shear. 4. Cisalhamento Direto, I.

Leonardo De Bona Becker et al. II.Universidade

Federal do Rio de Janeiro, Escola Politécnica, Curso

de Engenharia Civil. III. Título

iv

“A gente precisa ter fé,

E nunca reclamar de dor,

Sempre de pé

Mesmo existindo algum dissabor

As pedras não vão impedir o destino que Deus reservou

Saber resistir é o segredo de um bom vencedor...

A vida vai te balançar,

Te questionar,

Te sacudir,

O que ela quer da gente é coragem”.

Diogo Nogueira

v

AGRADECIMENTOS

Agradeço, primeiramente, a Deus por iluminar meus pensamentos, meus

caminhos, minhas escolhas, colocar tantas pessoas maravilhosas na minha trajetória, por

me dar força, por não me deixar desistir e sempre me levantar nos momentos de

dificuldade. Sem a fé eu nada seria.

Meishu-Sama, meu Messias, por todos os seus ensinamentos que tem feito de

mim uma pessoa melhor a cada dia.

Amor e gratidão, palavras que definem os sentimentos que carrego comigo em

se tratando do homem maravilhoso, Sérgio André, e da mulher maravilhosa, Monique

André. Meus pais queridos que me acompanharam nessa jornada longa e difícil, que me

apoiaram a todo momento, que aguentaram meus momentos de estresse, que seguraram

a barra comigo, comemoraram cada vitória e torceram a todo instante. Obrigada por

todos os ensinamentos, por todos os princípios que me passaram, sem eles não teria

chegado até aqui. Obrigada, meus eternos amores, meu amor por vocês não cabe aqui e

em nenhum outro lugar, pois é imenso demais.

A minha irmã Monique Mello por ter transformado os momentos de estudo em

momentos de alegria, por ter me ensinado o que é superação, persistência, e

competência, você é um exemplo a ser seguido, não só como profissional, mas como

pessoa, como ser humano. E não poderia esquecer, obrigada por ter sempre a paciência

de fazer aqueles resumos marotos que nos salvavam. Te amo.

Aos amigos Danielle, Gabriela, Jéssica, Matheus, Paola e Renan pelo grupo

maravilhoso que formamos, por todas as risadas, todo apoio, os conselhos, as histórias

épicas. Obrigada por tornarem meus dias mais alegres e a caminhada mais leve. Quero

levar vocês pro resto da minha vida. Amo vocês.

Aos Meus orientadores Leonardo Becker e Ana Cláudia de Mattos Telles, por

todo conhecimento transmitido, por toda paciência e boa vontade em me ajudar. Com

toda certeza, se hoje eu amo a Geotecnia, eu devo isso a vocês.

Aos amigos Isabelle Quirino e Matias Faria que tanto me ajudaram nesse

processo, não só me ajudando na realização dos ensaios, mas também deixando meus

dias no laboratório ainda mais alegres e leves.

À todos os meus amigos e familiares que de alguma forma, direta ou

indiretamente, participaram dessa caminhada, seja me auxiliando em algo, me

entendendo quando eu não pude comparecer em algum evento, me alegrando nos

momentos difíceis, simplesmente por estarem ali, presentes.

vi

Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/UFRJ como parte

dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Civil.

Determinação dos parâmetros de resistência de um rejeito de minério de ferro.


Fevereiro/2018

Orientador: Leonardo De Bona Becker


Curso: Engenharia Civil

O crescimento da economia global tem elevado a demanda por metais, com consequente

incremento na demanda por minério de ferro que é um dos principais itens de

exportação do Brasil. A extração e os processos de beneficiamento dos minérios geram

elevadas quantidades de resíduos, chamados rejeitos (tailings), que em geral, são

dispostos em grandes barragens. É comum que esses rejeitos, de granulometria arenosa

ou siltosa, sejam transportados para estas barragens em forma de polpa e depositados

por métodos de aterro hidráulico. Assim, como o rejeito é também o material do corpo

da barragem, é importante conhecer o seu comportamento mecânico. Neste trabalho,

então, será analisada a relação dos parâmetros de resistência encontrados pelos ensaios

de ring shear e cisalhamento direto de um rejeito de minério de ferro, com a

possibilidade de ocorrência da liquefação estática a partir dos conceitos da mecânica dos

solos dos estados críticos.

Palavras-chave: Rejeito; minério de ferro, ring shear, regime permanente, cisalhamento

direto.

vii

Abstract of Monograph presented to Poli/UFRJ as a partial fulfillment of the

requirements for degree of Civil Engineer.

Determination of the parameters of resistance of iron ore tailings.


February/2018

Advisor: Leonardo De Bona Becker


Course: Civil Engineering

The demand for metals has risen due to global economy growth, consequently

increasing the demand for metal ore, which is one of the main items of exportation in

Brazil. The extraction and processing procedures generate high amounts of residues

called tailings that are usually disposed in huge dams. It’s common that these tailings,

of sandy or silty grading, are frequently transported to the dams in the shape of pulp and

deposited through hydraulic fill methods. Thus, as the tailing is also the material of the

dam body, it is important to know its mechanical behavior. In this work, the relationship

between the resistance parameters found by the ring shear test and the direct shear of an

iron ore tail, with the possibility of static liquefaction, will be analyzed from the

concepts of soil mechanics of critical states.

Keywords: tailing; ring shear; steady state; direct shear; iron ore.

viii

CONTEÚDO

AGRADECIMENTOS ...................................................................................... V LISTA DE FIGURAS ....................................................................................... X

LISTA DE TABELAS ................................................................................... XII LISTA DE SÍMBOLOS ................................................................................ XIII

1 INTRODUÇÃO ............................................................................. 1

1.1 MOTIVAÇÃO DA PESQUISA ............................................................... 1 1.2 OBJETIVOS .......................................................................................... 2

1.3 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO ........................................................ 2

2 ESTADO DE REGIME PERMANENTE ....................................... 3

2.1 DEFINIÇÃO DE ESTADO DE REGIME PERMANENTE (STEADY

STATE) ........................................................................................................... 3 2.2 RESISTÊNCIA NO ESTADO DE REGIME PERMANENTE VS.

RESISTÊNCIA NO ESTADO CRÍTICO VS. RESISTÊNCIA RESIDUAL ........ 3 2.3 STEADY STATE LINE (SSL) – LINHA DE REGIME PERMANENTE .. 5

2.4 ÂNGULOS DE ATRITO DE REGIME PERMANENTE DE REJEITOS

DE MINÉRIO DE FERRO. ............................................................................... 6

3 APRESENTAÇÃO DA ÁREA E DO MATERIAL DE ESTUDO ..10

3.1 APRESENTAÇÃO DA ÁREA ...............................................................10 3.2 MATERIAL ..........................................................................................11

3.3 CARACTERIZAÇÃO FÍSICA, QUÍMICA E MINERALÓGICA ............12

4 METODOLOGIA DE ENSAIO ....................................................14

4.1 ENSAIO RING SHEAR .........................................................................14

4.1.1 Descrição do equipamento de cisalhamento por torção desenvolvido por

BROMHEAD (1979) .......................................................................................... 14

4.1.2 Execução do ensaio ................................................................................ 20

4.1.3 Cálculo dos resultados ........................................................................... 24

4.2 ENSAIO DE CISALHAMENTO DIRETO .............................................27

4.2.1 Descrição do equipamento ..................................................................... 27

4.2.2 Execução do ensaio ................................................................................ 28

4.2.3 Cálculos dos Resultados......................................................................... 31

5 RESULTADOS E ANÁLISES DOS ENSAIOS .............................34

5.1 ENSAIOS DE RING SHEAR ..................................................................34

5.1.1 Primeira campanha de ensaios ............................................................... 34

5.1.2 Segunda campanha de ensaios ............................................................... 35

5.1.3 Quebra de grãos ..................................................................................... 37

5.2 ENSAIOS DE CISALHAMENTO DIRETO ...........................................40

5.2.1 Ensaio de cisalhamento direto com reversão .......................................... 40

5.2.2 Ensaios de cisalhamento direto sem reversões ........................................ 41

5.2.3 Quebra de grãos ..................................................................................... 43

5.3 COMPARAÇÃO ENTRE OS RESULTADOS DOS ENSAIOS

TRIAXIAL, RING SHEAR, E CISALHAMENTO DIRETO. .............................45

6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS .48

ix

6.1 CONCLUSÃO .......................................................................................48

6.2 SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS .....................................48

7 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS ...........................................49

x

LISTA DE FIGURAS

Figura 2.1 - Esquema de uma curva τ/σ’ vs. deslocamento sob tensão efetiva constante

para solos com fração argila menor do que 25% (SKEMPTON, 1985). ................. 4

Figura 2.2 – Ensaio de cisalhamento por torção com misturas areia-bentonita (LUPINI

et al., 1981, adaptado por SKEMPTON, 1985). ..................................................... 5

Figura 2.3 - Linha de regime permanente e o espaço tridimensional (ATKINSON &

BRANSBY, 1978). ................................................................................................ 6

Figura 2.4 - Exemplo do plano p’-q no estado de regime permanente. ........................... 6

Figura 2.5 - SSL definida no plano p’-q para os ensaios das campanhas de TELLES

(2017),FLÓREZ (2015) e para todos os ensaios. (adaptado de TELLES, 2017). .... 9

Figura 3.1 - Imagem de satélite da Barragem do Fundão em 2015, apresentando os

Diques 1 e 2 (FLÓREZ, 2015). ............................................................................ 10

Figura 3.2 - Foto em 3D da Barragem do Fundão, no mês de junho de 2013, mostrando

as áreas de coleta de amostras (FLÓREZ, 2015). ................................................. 11

Figura 3.3 - Rejeitos arenosos amostrados oriundos do (a) Concentrador I e (b)

Concentrador II (FLÓREZ, 2015)........................................................................ 11

Figura 3.4 - Rejeito seco, quarteado e armazenado em sacos plásticos (FLÓREZ, 2015).

............................................................................................................................ 12

Figura 3.5 – Curva granulométrica do rejeito estudado (TELLES, 2017). .................... 12

Figura 3.6 – Fotografias do rejeito inalterado, obtidas pela MEV (adaptado, FLÓREZ,

2015). .................................................................................................................. 13

Figura 4.1- Equipamento de ring shear de BROMHEAD (1979)................................. 14

Figura 4.2 – Vista lateral do equipamento de BROMHEAD (1979) (VASCONCELOS,

1992) ................................................................................................................... 16

Figura 4.3 - Seção A-A' do equipamento de BROMHEAD (1979) (VASCONCELOS,

1992) ................................................................................................................... 16

Figura 4.4 - Vista superior do equipamento de BROMHEAD (1979)

(VASCONCELOS, 1992) ................................................................................... 17

Figura 4.5 - Célula de cisalhamento do equipamento de BROMHEAD (1979)

(VASCONCELOS, 1992) ................................................................................... 17

Figura 4.6 - Posição do sistema de medição de torque para o início do cisalhamento

(VASCONCELOS, 1992) ................................................................................... 17

Figura 4.7 - Moldagem do corpo de prova ................................................................... 21

Figura 4.8 – Definição de quebra relativa (HARDIN, 1985 em COOP et al., 2004,

adaptado por SILVA, 2017.)................................................................................ 27

Figura 4.9 - Utensílios, caixa bipartida do cisalhamento direto e suas partes

constituintes. ....................................................................................................... 28

Figura 4.10 - Caixa bipartida do cisalhamento direto e suas partes constituintes. ......... 28

Figura 4.11 - Moldagem do corpo de prova do cisalhamento direto. ............................ 29

Figura 4.12 - Exemplo de um gráfico obtido após as reversões (HEAD, 1982) ............ 31

Figura 5.1 – Gráfico tensão-deslocamento da primeira campanha de ensaios. .............. 34

Figura 5.2 – Gráfico deslocamento vertical vs. deslocamento horizontal da primeira

campanha de ensaios. .......................................................................................... 35

Figura 5.3 – Envoltória determinada para a primeira campanha de ensaios. ................. 35

xi

Figura 5.4 - Gráfico tensão-deslocamento da segunda campanha de ensaios. ............... 36

Figura 5.5 - Gráfico “Deslocamento Vertical” versus “Deslocamento horizontal” da

segunda campanha de ensaios. ............................................................................. 37

Figura 5.6 - Envoltória obtida para a segunda campanha de ensaios. ........................... 37

Figura 5.7 – Curvas granulométricas obtidas antes e depois do cisalhamento do ensaio

de 800kPa da primeira campanha. ....................................................................... 38

Figura 5.8 - Curvas granulométricas obtidas antes e depois do cisalhamento do ensaio

de 400kPa da segunda campanha. ........................................................................ 39


de 800kPa da segunda campanha. ........................................................................ 40

Figura 5.10 – Gráfico tensão-deformação do ensaio de 100kPa realizado com reversão.

............................................................................................................................ 41

Figura 5.11 - Gráfico “Tensão cisalhante normalizada” versus “Deslocamento

horizontal” .......................................................................................................... 42

Figura 5.12 - Gráfico “Deslocamento Vertical” versus “Deslocamento horizontal”. .... 42

Figura 5.13 – Envoltória obtida para os ensaios de cisalhamento direto. ...................... 43


de 400kPa............................................................................................................ 44


de 800kPa............................................................................................................ 45

Figura 5.16 – Gráfico com as envoltórias de resistência dos ensaios de cisalhamento

direto e ring shear obtidos por esta autora, e do ensaio triaxial obtido por TELLES

(2017). ................................................................................................................ 47

xii

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1 - Granulometria e valores médios para o ângulo de atrito das amostras

(adaptado de PRESOTTI, 2002). ........................................................................... 7

Tabela 2.2 – Granulometria, parâmetro M e ângulo de atrito encontrados para as

amostras do trabalho de PEREIRA (2005). ........................................................... 8

Tabela 2.3 - Granulometria, parâmetro M e ângulo de atrito encontrados para as

amostras do trabalho de MOTTA (2008). .............................................................. 8

Tabela 2.4 – Granulometria, parâmetro M e ângulo de atrito encontrados para as

amostras do trabalho de REZENDE (2013). ......................................................... 9

Tabela 3.1 – Resumo dos resultados dos ensaios de caracterização obtidos por FLÓREZ

(2015), TELLES (2017) e SILVA (2017) para o rejeito estudado. ....................... 13

Tabela 5.1 – Índices de vazios obtidos na primeira campanha de ensaios..................... 34

Tabela 5.2 - Índices de vazios obtidos na segunda campanha de ensaios. ..................... 36

Tabela 5.3 – Resultado do peneiramento realizado antes e depois do cisalhamento do

ensaio de 800kPa da primeira campanha. ............................................................. 38

Tabela 5.4 - Resultado do peneiramento realizado antes e depois do cisalhamento do

ensaio de 400kPa da segunda campanha. ............................................................. 38

Tabela 5.5 - Resultado do peneiramento realizado antes do cisalhamento do ensaio de

800kPa da segunda campanha. ............................................................................ 39

Tabela 5.6 - Índices de vazios obtidos na segunda campanha de ensaios. ..................... 41


ensaio de 400kPa. ................................................................................................ 43


ensaio de 800kPa ................................................................................................. 44

xiii

LISTA DE SÍMBOLOS

CID – Ensaio triaxial com consolidação isotrópica e fase de cisalhamento drenada

CIU – Ensaio triaxial com consolidação isotrópica e fase de cisalhamento não drenada

CP – Corpo de prova

e – Índice de vazios

M – Inclinação da linha de regime permanente no plano p’-q

p’ – tensão efetiva octaédrica (p’=(’1 + 2’3)/3)

q – Tensão desviadora (q=’1 – ’3)

SSL – Linha de regime permanente (SteadyStateLine)

Peso específico

'Ângulo de atrito efetivo da envoltória de Mohr-Coulomb

Subscritos

ss – estado de regime permanente

1

1 INTRODUÇÃO

Segundo IBRAM (2015), o Brasil, detentor de território com extensão continental e de

notável diversidade geológica propícia à existência de jazidas de vários minerais, conquistou

posição de destaque no cenário global, tanto em reservas quanto em produção mineral, esta

tendo atingido no ano de 2014 o valor de US$ 40 bilhões, o que representou cerca de 5% do

PIB Industrial do país.

O Minério de ferro é o principal produto da pauta de exportações minerais do Brasil,

tendo sua produção atingido, em 2014, 400 milhões de toneladas. Com tamanha importância,

é necessário voltar a atenção, também, para as questões ambientais, pois as atividades

mineradoras geram uma grande quantidade de resíduos sólidos, dos quais os mais importantes

em termos de volume são os gerados pelas atividades de extração de minério (estéreis) e pelas

usinas de beneficiamento (rejeitos).

A fim de estabelecer um local propício para disposição desses rejeitos, são construídas

as barragens de rejeito, que podem utilizar o próprio rejeito como material de construção.

Esses rejeitos são transportados para os locais de disposição em tubulações, por gravidade ou

por bombeamento, com grande quantidade de água. Chama-se de polpa a suspensão de

rejeitos e água, sendo a porcentagem de água aproximadamente igual a 70%. Devido ao

processo de beneficiamento, o rejeito de minério de ferro possui uma granulometria

tipicamente de silte ou areia siltosa.

1.1 MOTIVAÇÃO DA PESQUISA

O método mais utilizado para deposição dos rejeitos em barragens, o de aterro

hidráulico, apesar de ser um método mais econômico, apresenta algumas desvantagens. Este

método resulta em um material saturado e com elevados índices de vazios, condição propícia

à ocorrência de liquefação estática, caso seja solicitado por um carregamento rápido o

suficiente para ser considerado não drenado.

Para avaliação da susceptibilidade quanto à liquefação, é necessário conhecer sua linha

de regime permanente e o estado inicial (tensão efetiva e índice de vazios) do material.

Seja por liquefação ou por ruptura estática comum, a instabilidade dos taludes da

barragem representa um grande perigo para o meio ambiente e para a população que se

encontra a jusante. Por isso é de extrema importância conhecer os parâmetros de resistência

do material utilizado para construção da barragem, no caso, o próprio rejeito, que possui ainda

um comportamento pouco conhecido por ser obtido industrialmente.

2

1.2 OBJETIVOS

O presente trabalho tem os seguintes objetivos:

Determinar o ângulo de atrito no estado de regime permanente de um rejeito de

minério de ferro, a partir da realização de ensaios ring shear e cisalhamento direto.

Comparar os resultados com o valor determinado por TELLES (2017), de forma a

avaliar os efeitos das condições de contorno de três diferentes ensaios (ring shear,

triaxial e cisalhamento direto) no valor do ângulo de atrito.

Verificar se há quebra de grãos durante o cisalhamento e se a mesma afeta a

resistência do material.

1.3 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO

A estrutura do presente trabalho foi organizada da seguinte forma:

O primeiro capítulo traz a introdução, bem como a motivação para realização desta

pesquisa, e seus objetivos.

O segundo capítulo trata da revisão bibliográfica, englobando tópicos relevantes sobre

o estado de regime permanente, e apresentando os resultados de outras pesquisas em rejeitos

de minério de ferro

O capítulo 3 apresenta o material estudado, a região de amostragem, a localização da

barragem, e as características físicas, químicas e mineralógicas do material.

O capítulo 4 apresenta as metodologias adotadas na pesquisa, detalhando a execução

dos ensaios de ring shear e de cisalhamento direto.

No quinto capítulo encontram-se os resultados dos ensaios e as análises realizadas.

O sexto capítulo traz a conclusão do trabalho e sugestões para futuras pesquisas.

3

2 ESTADO DE REGIME PERMANENTE

2.1 DEFINIÇÃO DE ESTADO DE REGIME PERMANENTE (STEADY STATE)

O estado de regime permanente de deformação foi definido por POULOS (1981)

como um estado no qual a massa de solo é continuamente deformada a volume, tensão normal

efetiva, tensão cisalhante e velocidade constantes. Segundo este autor, o regime permanente é

alcançado apenas depois que toda reorientação de partículas, e toda quebra de grãos, caso

haja, tiverem ocorrido, de forma que a tensão cisalhante e a velocidade de deformação

continuem constantes.

No estado de regime permanente a tensão normal efetiva e a tensão cisalhante são

unicamente relacionadas pelo ângulo de atrito interno e, consequentemente, o intercepto de

coesão efetiva é nulo (SLADEN et al., 1985).

2.2 RESISTÊNCIA NO ESTADO DE REGIME PERMANENTE VS. RESISTÊNCIA NO ESTADO

CRÍTICO VS. RESISTÊNCIA RESIDUAL

O estado crítico foi definido por ROSCOE et al. (1958) como o estado no qual o solo

continua deformando sob tensão constante e índice de vazios constante.

SLADEN et al. (1985) concluíram que qualquer diferença que possa existir entre o

estado crítico e o estado de regime permanente, para areias, é relacionada à velocidade

constante, requisito inerente na definição de estado de regime permanente.

Segundo CASTRO et al. (1982), a diferença entre estado crítico e estado de regime

permanente seria significativa apenas para argilas.

Já a resistência residual foi definida por SKEMPTON (1964) como um valor mínimo

da tensão cisalhante atingido a grandes deslocamentos, em condições drenadas, após esta

alcançar um valor de pico seguido por queda de resistência. SKEMPTON (1985) pontua que

em solos granulares com baixa fração argila (menor do que 25%) a resistência é controlada

pelo atrito entre areia e silte, não apresentando reorientação de partículas durante o

cisalhamento, o que resulta no valor da resistência residual ser aproximadamente igual ao

valor da resistência pós-pico. A Figura 2.1 exemplifica o comportamento de um material com

fração argila menor que 25% em um gráfico de tensão-deslocamento.

4

Figura 2.1 - Esquema de uma curva τ/σ’ vs. deslocamento sob tensão efetiva constante para solos com fração argila

menor do que 25% (SKEMPTON, 1985).

LUPINI et al. (1981) apresentaram três mecanismos diferentes de cisalhamento,

conforme a quantidade de partículas lamelares presentes no solo e no atrito existente entre

essas partículas. Esses mecanismos foram chamados de cisalhamento turbulento,

cisalhamento deslizante e cisalhamento transicional. O cisalhamento turbulento ocorre em

solos com alta porcentagem de partículas não lamelares ou em solos com alto coeficiente de

atrito entre as partículas. Nesta situação, a reorientação das partículas no sentido do

cisalhamento é impedida pelo rolamento e translação das partículas granulares, resultando em

uma resistência residual alta, geralmente com um ângulo de atrito residual em torno de’r>

25º.

De forma oposta, o cisalhamento deslizante ocorre em solos com alta porcentagem de

partículas lamelares e baixo atrito entre as partículas, de modo que há reorientação dessas

partículas no sentido do cisalhamento. Essa reorientação faz com que a superfície de ruptura

tenha um aspecto polido e seja bem definida. Sua consequência mais importante, no entanto, é

uma queda considerável na resistência do solo após alcançar um valor de pico.

Por último tem-se o cisalhamento transicional, que forma superfícies de cisalhamento

descontínuas, ora comportando-se como deslizante, ora comportando-se como cisalhamento

turbulento. O ângulo de atrito residual, neste caso, é muito sensível à variação granulométrica

do material.

A Figura 2.2 apresenta o valor do ângulo de atrito residual com a variação da fração

argila (ou do índice de plasticidade) de uma mistura areia-bentonita. Observa-se na figura que

o ângulo de atrito residual é aproximadamente igual ao ângulo de atrito no estado crítico para

o comportamento de cisalhamento turbulento. Como em areias limpas o cisalhamento é do

Deslocamento (mm)

5

tipo turbulento, conclui-se que nestes materiais a resistência no estado crítico e a resistência

residual são aproximadamente iguais.

Figura 2.2 – Ensaio de cisalhamento por torção com misturas areia-bentonita (LUPINI et al., 1981, adaptado por

SKEMPTON, 1985).

Assim, pode-se concluir que a resistência no estado de regime permanente, a

resistência no estado crítico, e a resistência residual não apresentam diferença significativa em

solos granulares com pequena fração argila.

2.3 STEADY STATE LINE (SSL) – LINHA DE REGIME PERMANENTE

Para um dado solo, conforme seu índice de vazios no início do cisalhamento diminui,

as tensões cisalhantes e as tensões normais efetivas alcançadas no estado de regime

permanente aumentam. CASTRO et al. (1982) pontuam que para aplicar os conceitos do

estado de regime permanente aos problemas práticos de engenharia, tem sido útil considerar

que a descrição completa do estado do solo consiste de três elementos: uma tensão normal

efetiva, uma tensão cisalhante, e um índice de vazios. A representação gráfica desse estado

seria, portanto, um ponto em um espaço tridimensional. Dessa forma, a união de todos os

pontos correspondentes a todos os estados de regime permanente de um solo em particular

resultaria na “linha de regime permanente” (SSL).

Os três planos que compõem o espaço tridimensional, onde a SSL é definida, são os

planos p’-q, e-p’ e e-q, como pode ser observado na Figura 2.3. SLADEN et al. (1985)

pontuam que no espaço tridimensional a SSL é uma curva, sendo sua projeção no plano p’-q

uma reta, que passa pela origem.

6

Figura 2.3 - Linha de regime permanente e o espaço tridimensional (ATKINSON & BRANSBY, 1978).

O plano p’-q, apresentado na Figura 2.4 apresenta uma linha de regime permanente e a

relação entre o parâmetro M e o ângulo de atrito de regime permanente para ensaio de

compressão. A única relação entre os eixos é o ângulo de atrito, sendo este valor único, e

independente da densidade, nível de tensão e tipo de carregamento, seja ele drenado ou não

drenado.

Figura 2.4 - Exemplo do plano p’-q no estado de regime permanente.

2.4 ÂNGULOS DE ATRITO DE REGIME PERMANENTE DE REJEITOS DE MINÉRIO DE FERRO.

O comportamento de rejeitos de minério de ferro durante o cisalhamento tem sido

estudado por diversos autores na literatura. A seguir serão apresentados os resultados do

ângulo de atrito no estado de regime permanente a partir dos trabalhos de PRESOTTI (2002),

PEREIRA (2005), MOTTA (2008), REZENDE (2013) e TELLES (2017).

Ten

são d

esvia

dora

(q

)

Tensão efetiva octaédrica (p')

Linha de regime permanente (SSL)

M

1

sinϕss′ =

3 ∙ M

6 + M

7

PRESOTTI (2002) em sua dissertação utilizou amostras, obtidas por RIBEIRO (2000),

provenientes da Mina do Complexo de Água Limpa (CVRD), localizado no município de Rio

Piracicaba, Minas Gerais. Esse rejeito consistia basicamente de um material arenoso. Essa

Mina também faz parte do pólo de produção de minério de ferro do quadrilátero ferrífero. O

autor realizou ensaios triaxiais drenados em uma prensa com deformação controlada para a

obtenção dos parâmetros de resistência. Os valores médios dos ângulos de atrito no estado de

regime permanente obtidos pelo autor para as amostras podem ser observados na Tabela 2.1.

A condição residual considerada pelo autor foi para uma deformação axial de 20%.

Tabela 2.1 - Granulometria e valores médios para o ângulo de atrito das amostras (adaptado de PRESOTTI, 2002).

Amostra Argila

(%)

Silte

(%)

Areia

(%)

Ângulo de atrito de regime

permanente médio

(’SS,MÉDIO)

MA8-000 4(*) 16(*) 80 36°

MA8-040 0(*) 12(*) 88 35°

MA8-080 5(*) 5(*) 90 35°

MA8-120 5(*) 3(*) 92 35°

(*) Valores aproximados obtidos por esta autora a partir das curvas granulométricas apresentadas por PRESOTTI (2002)

PEREIRA (2005) coletou amostras deformadas de rejeitos de minério de ferro de seis

diferentes sistemas de contenção localizados no Quadrilátero Ferrífero de Minas Gerais. São

eles: a Pilha de rejeitos da Cava de Germano, no município de Mariana; a Barragem de

rejeitos de Itabiruçu, localizada no município de Itabira; a Barragem de rejeitos de Forquilha

II, no município de Ouro Preto; a Barragem de rejeitos de Forquilha III, no município de Ouro

Preto; a Barragem de rejeitos de Campo Grande, no município de Mariana; e a Barragem de

rejeitos de Córrego do Doutor, no município de Ouro Preto. O autor realizou ensaios triaxiais

não-drenados, para tensões confinantes de 50, 100 e 200kPa, sob deformação controlada. A

partir dos resultados apresentados por PEREIRA (2005), TELLES (2017) determinou o

parâmetro M para cada material estudado pelo autor. Pôde-se então obter o ângulo de atrito de

regime permanente de cada material, que se encontram apresentados na Tabela 2.2.

8

Tabela 2.2 – Granulometria, parâmetro M e ângulo de atrito encontrados para as amostras do trabalho de PEREIRA

(2005).

Amostras Argila

(%)

Silte

(%) Areia (%)

Parâmetro

M

Ângulo de atrito de

regime permanente (’ss)

Barragem de Germano

(rejeito granular) 13 48 39 1,57(*) 38°

Barragem de rejeitos de

Itabiruçu 13,5 20,5 66 1,41(*) 35°

Barragem de rejeitos de Forquilha III

18,5 55 26,5 1,58(*) 39°

Barragem de rejeitos de Forquilha II

13 11 76 1,30(*) 32°


Campo Grande 12 38 30 1,27(*) 32°


Córrego do Doutor 12 35 53 1,33(*) 33°

(*) Dados obtidos por TELLES (2017) a partir dos resultados encontrados por PEREIRA (2005).

MOTTA (2008) realizou estudos com amostras de rejeitos coletadas da Barragem de

Germano, propriedade da Samarco Mineração S.A, tendo a autora concentrado seu estudo no

Rejeito Fino. A Tabela 2.3 apresenta os resultados da caracterização do material obtidos pela

autora, o parâmetro M obtido por TELLES (2017) a partir dos resultados de ensaios triaxiais

drenados apresentados pela autora, e o ângulo de atrito determinado a partir do parâmetro M.

Pontua-se que a presença da fração argila não indica a presença de argilo-minerais no rejeito,

apenas representa que uma fração do material é inferior a 0,0075mm (MOTTA, 2008).

Tabela 2.3 - Granulometria, parâmetro M e ângulo de atrito encontrados para as amostras do trabalho de MOTTA

(2008).

Amostra Argila

(%)

Silte

(%)

Areia

(%)

Parâmetro

M


regime permanente (’SS)

Rejeito

Fino 7 71 22 1,45 (*) 36°

(*) Dado obtido por TELLES (2017) a partir dos resultados encontrados por MOTTA (2008).

REZENDE (2013) utilizou em seus estudos o rejeito arenoso que se encontrava

disposto na Barragem do Fundão, mesma barragem do material estudado no presente trabalho.

Ressalta-se, porém, que a amostragem foi realizada em outros locais e outra data. A autora

realizou ensaios triaxiais do tipo CID em 4 amostras obtidas da praia de rejeitos. TELLES

(2017) obteve, a partir dos resultados da autora, o parâmetro M das amostras. A Tabela 2.4

9

apresenta esses valores, junto da análise granulométrica e do ângulo de atrito obtido a partir

do parâmetro M.

Tabela 2.4 – Granulometria, parâmetro M e ângulo de atrito encontrados para as amostras do trabalho de

REZENDE (2013).

Amostras Argila

(%)

Silte

(%) Areia (%)

Parâmetro

M


regime permanente (’ss)

BFD1 - 010 4 33 63 1,29(*) 32°

BFD1 - 043 2 37 61 1,40(*) 35°

BFD1 - 076 4 44 51 1,32(*) 33°

BFD1 - 110 2 27 71 1,31(*) 33°

(*) Dados obtidos por TELLES (2017) a partir dos resultados encontrados por REZENDE (2013).

TELLES (2017) utilizou em sua dissertação o mesmo material, um rejeito de minério

de ferro da Barragem do Fundão, estudado no presente trabalho, e que será apresentado

detalhadamente no capítulo 3. A autora utilizou em suas análises os resultados de 11 ensaios

triaxiais (7 CIU e 4 CID) realizados por ela, e mais 15 ensaios CIU realizados por FLÓREZ

(2015). TELLES (2017) determinou a linha de regime permanente para a sua campanha de

ensaios, para a campanha de FLÓREZ (2015), e uma única considerando todos os 26 ensaios.

O resultado obtido encontra-se apresentado na Figura 2.5, onde se observa um parâmetro M

igual a 1,36, equivalente a um ângulo de atrito de regime permanente de 34º.

Figura 2.5 - SSL definida no plano p’-q para os ensaios das campanhas de TELLES (2017),FLÓREZ (2015) e para

todos os ensaios. (adaptado de TELLES, 2017).

y = 1,34x

R² = 1,00

y = 1,38x

R² = 1,00

y = 1,36x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

q =

' 1

-

' 3(k

Pa

)

p' = ('1 + 2'3)/3 (kPa)

SSL (ensaios FLÓREZ, 2015)

SSL (ensaios TELLES, 2017)

SSL (todos os ensaios)

Ensaios realizados por TELLES (2017)

Ensaios realizados por FLÓREZ (2015)

10

3 APRESENTAÇÃO DA ÁREA E DO MATERIAL DE ESTUDO

3.1 APRESENTAÇÃO DA ÁREA

O material estudado neste trabalho é um rejeito de minério de ferro, cuja disposição

era realizada na Barragem do Fundão, no município de Mariana, em Minas Gerais. Esta

barragem teve sua ruptura no dia 5 de novembro de 2015.

A Barragem do Fundão consistia na disposição dos rejeitos arenoso e fino (lama) em

reservatórios específicos, sendo disposto no reservatório do Dique 1 o rejeito arenoso, e no

reservatório do Dique 2 a lama. Na Figura 3.1 pode-se verificar a localização dos Diques 1 e 2

na Barragem do Fundão. O material do presente estudo é o rejeito arenoso que se encontrava

no reservatório do Dique 1 à época da coleta de amostras.

Figura 3.1 - Imagem de satélite da Barragem do Fundão em 2015, apresentando os Diques 1 e 2 (FLÓREZ, 2015).

A amostragem do material foi realizada em 2013 pela empresa responsável pela

barragem, e as amostras foram encaminhadas para o laboratório de Geotecnia da

COPPE/UFRJ. Os locais de retirada das amostras podem ser observados na Figura 3.2.

11

Figura 3.2 - Foto em 3D da Barragem do Fundão, no mês de junho de 2013, mostrando as áreas de coleta de amostras

(FLÓREZ, 2015).

3.2 MATERIAL

O material utilizado no presente trabalho é resultado da mistura e homogeneização que

FLÓREZ (2015) realizou, a partir dos rejeitos coletados provenientes do Concentrador I e do

Concentrador II. O objetivo daquela autora com esse procedimento era o de obter um material

mais representativo do depósito, visto que os canhões de descarga mudavam de posição ao

longo da crista, ocasionando assim a mistura dos dois rejeitos. A Figura 3.3 apresenta os

rejeitos retirados de cada concentrador.

F

Após homogeneização e secagem ao ar, o material foi quarteado conforme

procedimento de amostragem de minérios do Centro de Tecnologia Mineral (CETEM)

(OLIVEIRA E AQUINO, 2007). A Figura 3.4 apresenta o rejeito já dividido e armazenado

em sacos plásticos de 5kg.

a) b)

Figura 3.3 - Rejeitos arenosos amostrados oriundos do (a) Concentrador I e (b) Concentrador II

(FLÓREZ, 2015).

12

Figura 3.4 - Rejeito seco, quarteado e armazenado em sacos plásticos (FLÓREZ, 2015).

3.3 CARACTERIZAÇÃO FÍSICA, QUÍMICA E MINERALÓGICA

A caracterização física, química e mineralógica do material estudado foi realizada por

FLÓREZ (2015), TELLES (2017) e SILVA (2017). Foram realizados ensaios para

determinação da granulometria, massa específica dos grãos, índices de vazios máximo e

mínimo, porcentagens de ferro, sílica, óxido de alumínio, ensaios de microscopia eletrônica

por varredura (MEV), e análises de difração de raios-X (DRX). A curva granulométrica do

rejeito encontra-se apresentada na Figura 3.5. Os resultados da microscopia eletrônica de

varredura podem ser observados nas fotos, ampliadas de 35 a 1500 vezes, apresentadas na

Figura 3.6, onde verifica-se a presença de sílica e óxidos de ferro. O ensaio de difração de

raios-X confirmou o resultado da MEV, identificando o mineral quartzo e os óxidos de ferro

hematita e goethita (FLÓREZ, 2015). Um resumo dos resultados encontrados pode ser

verificado na Tabela 3.1.

Figura 3.5 – Curva granulométrica do rejeito estudado (TELLES, 2017).

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.001 0.01 0.1 1 10

Po

rcen

tag

em

qu

e P

assa

Diâmetro dos Grãos (mm)

PEDREGULHOAREIA

SILTE MÉDIAFINAABNT

PENEIRAS200 100 60 40 2030 10 8 4 3/8 3/4 1 1 1/2

ARGILA

GROSSA

13

Figura 3.6 – Fotografias do rejeito inalterado, obtidas pela MEV (adaptado, FLÓREZ, 2015).

Tabela 3.1 – Resumo dos resultados dos ensaios de caracterização obtidos por FLÓREZ (2015), TELLES (2017) e

SILVA (2017) para o rejeito estudado.

ENSAIO REJEITO

CA

RA

CT

ER

IZA

ÇÃ

O

FÍS

ICA

AREIA (%) 69

SILTE (%) 31

FC (%) 38

D50 (mm) 0,09

CNU 3,45

CC 1,12

Gs 2,795

emin 0,59

emax 0,97

QU

ÍMIC

A

Fe (%) 9,66 ± 2,21

SiO2 (%) 85,77 ± 3,29

Al2O3 (%) 0,06 ± 0,05

MEV Partículas de ferro e

sílica

14

4 METODOLOGIA DE ENSAIO

4.1 ENSAIO RING SHEAR

4.1.1 DESCRIÇÃO DO EQUIPAMENTO DE CISALHAMENTO POR TORÇÃO DESENVOLVIDO POR

BROMHEAD (1979)

Os ensaios de ring shear descritos nesta seção foram realizados com o equipamento de

BROMHEAD (1979) que aplica um cisalhamento torsional em um corpo de prova (CP) em

forma de anel.

A Figura 4.1 mostra o equipamento ring shear utilizado nesta pesquisa.

Figura 4.1- Equipamento de ring shear de BROMHEAD (1979).

4.1.1.1 Aspectos Gerais

O equipamento mencionado aqui ensaia corpos de prova (CP) de 100mm de diâmetro

externo, 70mm de diâmetro interno e 5mm de altura confinados radialmente entre anéis

metálicos concêntricos, possuindo então 20 cm³ de volume inicial. O braço de torque possui

150mm de comprimento.

A tensão normal é aplicada ao corpo de prova pelo top-cap (peça nº 38), um estribo

de carregamento (peça nº 7) e um braço de alavanca (peça nº 3) contendo um pendural de

15

carga (peça nº 4). A relação do braço de alavanca é igual 1:10. Tanto o top-cap quanto o

disco inferior (peça nº 33) possuem anéis de bronze sinterizado (peça nº 37), peças estas que

ficam em contato com o CP e permitem a drenagem do mesmo. O disco inferior é solidário à

base rotativa da célula (peça nº 27), a qual está acoplada a uma caixa de engrenagens (peça nº

18) e a um motor (peça nº 23). Estas peças permitem impor uma velocidade escolhida de

rotação constante ao disco inferior, onde se encontra o CP. O top-cap permanece estacionário

durante o ensaio. Este possui um braço de torque (peça nº 39) que reage contra um par de

anéis dinamométricos, permitindo então a aplicação do momento torsor ao corpo de prova. A

rotação da base da célula ocasiona a formação de uma superfície de ruptura junto ao anel de

bronze sinterizado do top-cap . O momento torsor transmitido ao corpo de prova é obtido

através das leituras realizadas no par de anéis dinamométricos. E a variação da altura do corpo

de prova durante o adensamento e cisalhamento é obtida através das leituras realizadas no

extensômetro vertical (peça nº 42). Todas as peças mencionadas aqui podem ser observadas

nas Figuras 4.2 a 4.5.

4.1.1.2 Lay-out

VASCONCELOS (1992) listou em sua dissertação as peças constituintes do

equipamento de BROMHEAD (1979), de acordo com o manual do fabricante – Wykeham

Farrance Engineering Limited – WF 25850 (1987), conforme Figuras 4.2 a 4.6.

16

Figura 4.2 – Vista lateral do equipamento de BROMHEAD (1979), vide lista a seguir (VASCONCELOS, 1992).

Figura 4.3 - Seção A-A' do equipamento de BROMHEAD (1979), vide lista a seguir (VASCONCELOS, 1992).

Corpo de

Prova

(CP)

17

Figura 4.4 - Vista superior do equipamento de BROMHEAD (1979), vide lista a seguir (VASCONCELOS, 1992).

Figura 4.5 - Célula de cisalhamento do equipamento de BROMHEAD (1979), vide lista a seguir (VASCONCELOS,

1992).

Figura 4.6 - Posição do sistema de medição de torque para o início do cisalhamento (VASCONCELOS, 1992).

Corpo de

Prova

(CP)

18

A seguir é apresentada a lista das peças que são mencionadas nas Figuras 4.2 a 4.5, de

acordo com o manual do fabricante:

1. Haste Vertical

2. Braço de suporte do extensômetro

3. Braço de alavanca

4. Pendural de carga

5. Contrapeso para equilíbrio do sistema de carregamento

6. Parafuso limitador de curso do braço de alavanca

7. Estribo (canga) de carregamento

8. Parafuso de ajuste do estribo (canga)

9. Porca de ajuste do estribo (canga)

10. Pinos de repouso do estribo (canga) de carregamento

11. Suportes (garfos) dos anéis dinamométricos

12. Adaptadores dos anéis dinamométricos

13. Hastes transmissoras do torque

14. Apoio com rolamentos de esfera

15. Trava do desengate rápido

16. Alavanca de mudança da relação de transmissão

17. Acesso para a troca de engrenagens

18. Caixa de engrenagem

19. Acoplamento das engrenagens

20. Volante manual

21. Engrenagem tipo coroa

19

22. Parafuso sem-fim

23. Motor

24. Acesso para a colocação de óleo

25. Acesso para a verificação do nível de óleo

26. Painel de controle

27. Base rotativa da célula

28. Pino de centragem

29. Escala em graus

30. Referência fixa da escala em graus

31. Recipiente de água de acrílico

32. “o-ring” de vedação do recipiente de acrílico

33. Disco inferior

34. Cavidade anular para amostra

35. Parafusos para elevação do disco inferior

36. Porca recartilhada para fixação do disco inferior

37. Anéis porosos de bronze sinterizado

38. “top-cap ” ou disco superior

39. Braço de torque

40. Pino centralizador

41. Encaixes para as hastes transmissoras do torque

42. Extensômetro

20

4.1.2 EXECUÇÃO DO ENSAIO

4.1.2.1 Considerações preliminares

VASCONCELOS (1992) atenta que em ensaios ring shear que utilizam amostras

reconstituídas poder-se-ia pensar que o equipamento não mediria a resistência residual

corretamente porque o anel superior “derraparia” sobre o solo. Porém, a mesma autora pontua

que, segundo BROMHEAD (1986), para permitir a medida da resistência residual é

necessário apenas que a superfície de deslizamento seja formada no interior da argila, abaixo

da superfície de contato, o que é assegurado quando o anel superior (top-cap ) é áspero

comparado com a partícula mineral de argila.

Considerando isto e mais o fato de que o material aqui estudado é um rejeito areno-

siltoso, é necessário que os anéis de bronze sinterizado sejam suficientemente ásperos para

essas partículas, a fim de atender à condição citada por BROMHEAD (1986).

Foram realizadas duas campanhas de ensaios, e a diferença entre elas é apenas o

recartilhamento realizado nos anéis de bronze sinterizado, situados no top-cap e no disco

inferior em cada campanha. Na primeira campanha os ensaios foram realizados com o

equipamento do jeito que já se encontrava e, na segunda campanha, foram realizados após o

processo de recartilhamento, isto é, após a abertura de novas ranhuras, visto que os anéis de

bronze se encontravam desgastados pelo uso, o que aparentemente afetava o atrito entre o CP

e os anéis.

O procedimento de ensaio foi basicamente o mesmo entre ambas as campanhas, com

algumas pequenas mudanças que serão citadas nos tópicos posteriores.

Por se tratar de um material areno-siltoso, não houve preocupação com a velocidade,

pois qualquer excesso de poropressão que viesse a aparecer, rapidamente seria dissipado,

portanto a velocidade escolhida para todos os ensaios foi de 0,0712 mm/min.

Nas duas campanhas as tensões ensaiadas foram de 100, 200, 400 e 800kPa. Na

segunda campanha o ensaio de 100kPa foi realizado seco para demonstrar que independente

de estar na condição seca ou saturada, ele chegaria no mesmo resultado do ângulo de atrito

dos outros ensaios da mesma campanha.

21

4.1.2.2 Primeira campanha de ensaios

a) Peneiramento

Para o ensaio de 800 kPa, foi realizado ensaio de peneiramento antes e depois do

ensaio de Ring shear, a fim de verificar se houve quebra de grãos. Foram utilizadas peneiras

da série 20, 30, 40, 60, 100, 200 e o fundo, para o peneiramento.

b) Pré-moldagem

Para cada ensaio ring shear foram utilizados 50g de material. A quantidade de água

variou entre 10,28g e 11,00g e sua principal função foi facilitar a moldagem que deveria

atingir índices de vazios em torno de 0,70 e 0,81, para chegar o mais próximo do que se

encontra em barragens de rejeitos.

c) Moldagem

Foram misturados a água e o rejeito, com a ajuda de uma espátula seca e limpa, de

forma a se obter uma mistura homogênea. A mistura foi colocada no anel de bronze do disco

inferior do equipamento (Figura 4.7).

O que sobra da mistura homogênea é utilizado para determinar o teor de umidade da

moldagem em estufa.

Figura 4.7 - Moldagem do corpo de prova

d) Ajustes pré-adensamento

Nesta fase do ensaio é colocado o CP (disco inferior + solo) no equipamento ring

shear. É necessário verificar se há graxa no pino central, a fim de evitar atrito indevido.

Coloca-se, cuidadosamente, o top-cap em cima do CP, de forma a facilitar

posteriormente o ajuste dos anéis dinamométricos, responsáveis por medir a tensão cisalhante

22

aplicada no CP, e em seguida, ajusta-se o extensômetro vertical para leitura inicial (tempo

zero).

e) Adensamento

Antes de iniciar o adensamento, os CPs dos ensaios de 100kPa, 200kPa, 400kPa e

800kPa, foram inundados e mantidos assim até fim do ensaio de cisalhamento. Após a

saturação do CP, que verificou-se a leitura inicial do extensômetro.

Tensão de 100kPa

O peso foi colocado de uma só vez, e foram verificadas leituras de deslocamento

vertical até uma semana após o início do adensamento, antes de iniciar o cisalhamento.

Tensão de 200kPa

Para essa tensão também foi colocado o peso de uma só vez, e foram verificadas

leituras até quase 24h após o início do adensamento.

Tensões de 400kPa e 800kPa

Para essas tensões, foi necessário dividir o adensamento em estágios, a fim de

minimizar a extrusão de solo do CP pela folga entre o disco inferior e o top-cap .

Assim, para a tensão de 400kPa, o adensamento foi dividido em 2 estágios com pesos

iguais. Para a tensão de 800Kpa, o adensamento foi dividido em 4 estágios com pesos iguais.

Em cada estágio, foram verificadas leituras até 1 hora após o início do estágio, quando

verificou-se que os valores das leituras estabilizaram.

f) Cisalhamento

Após finalizada a fase de adensamento, verificou-se novamente a posição dos anéis

dinamométricos, para dar início ao cisalhamento.

Cada ensaio de cisalhamento teve a duração de 24 horas.

4.1.2.3 Segunda campanha de ensaios

a) Peneiramento

Para os ensaios de 400 kPa e 800 kPa, foram realizados ensaios de peneiramento antes

e depois do ensaio de ring shear, a fim de verificar se houve quebra de grãos. Foram

utilizadas peneiras da série 20, 30, 40, 60, 100, 200 e o fundo, para o peneiramento.

23

b) Pré-moldagem

Mesmo procedimento do tópico “b” do item 4.1.2.2.

Para o ensaio de 100kPa o CP foi moldado seco, e para garantir essa condição, o

material foi mantido em estufa por 24h. Após esse tempo não houve variação no peso, o que

garante que o material já se encontrava seco.

c) Moldagem

Mesmo procedimento do tópico “c” do item 4.1.2.2.

Para o ensaio de 100kPa foi utilizado material completamente seco, utilizando uma

quantidade que garantisse que o CP ficasse com o índice de vazios entre 0,70 e 0,81.


Mesmo procedimento do tópico “d” do item 4.1.2.2.

e) Adensamento

Antes de iniciar o adensamento, os CPs dos ensaios de 200kPa, 400kPa e 800kPa,

foram saturados e mantidos assim até fim do ensaio de cisalhamento, após a saturação do CP,

que verificou-se a leitura inicial do extensômetro.

Apenas o ensaio de 100 kPa foi moldado completamente seco e foi mantido assim

durante o ensaio.


Os pesos para cada tensão foram colocados de uma só vez, e foram verificadas leituras

até 20 horas após o início do adensamento, antes de iniciar o cisalhamento, salvo o ensaio de

100kPa, que foram verificadas leituras até 30 minutos antes de iniciar o cisalhamento. Em

ambos os casos o cisalhamento foi iniciado após verificar-se estabilização das deformações

verticais.


Para essas tensões, foi necessário dividir o adensamento em estágios, a fim de

minimizar a extrusão de solo do CP pela folga entre o anel de metal e o top-cap .

Assim, para a tensão de 400kPa, o adensamento foi dividido em 2 estágios com pesos

iguais. Para a tensão de 800Kpa, o adensamento foi dividido em 4 estágios com pesos iguais.

24


se verificou que os valores das leituras estabilizaram.

f) Cisalhamento

Após finalizada a fase de adensamento, verificou-se novamente a posição dos anéis

dinamométricos, para dar início ao cisalhamento.

Cada ensaio de cisalhamento teve a duração de 24 horas.

4.1.3 CÁLCULO DOS RESULTADOS

a) Tensão de cisalhamento

VASCONCELOS (1992) calculou o momento torsor (T) a partir das leituras nos anéis

dinamométricos, e a fórmula utilizada foi:

𝑻 = 𝑭𝟏 ∙ 𝑭𝒂 + 𝑭𝟐 ∙ 𝑭𝒂 ∙𝑳

𝟐

Onde,

T = momento torsor (N∙mm)

𝐹1= leitura do anel 1 (div)


𝐹𝑎= constante dos anéis dinamométricos (N/div)

𝐿 = comprimento efetivo do braço do top-cap (mm)

A tensão de cisalhamento, 𝜏 𝑘𝑃𝑎 , é calculada pela equação:

𝜏 = 3 ∙ 𝑇

2 ∙ 𝜋 ∙ 𝑅23 − 𝑅1

3 ∗ 1000

Onde,

𝑅1= Raio interno do corpo de prova (mm)

𝑅2= Raio externo do corpo de prova (mm)

b) Deslocamento horizontal

O deslocamento horizontal médio é calculado da seguinte forma:

𝐷′ = 𝑡 ∙ 𝑣

Onde,

𝑡 = tempo (min)

25

𝑣 = velocidade de rotação (mm/min).

Porém, esse deslocamento deve ser corrigido de um fator de correção devido à

compressão dos anéis dinamométricos durante o ensaio, utilizando-se a seguinte equação:

𝑑 = 𝐹1 + 𝐹2 /2 ∙ 𝐹𝑒 ∙ (𝑅′/𝑅𝑏)

Onde,



𝐹𝑒= constante dos relógios comparadores dos anéis (mm/div), sendo a mesma para os dois

anéis.

𝑅𝑏 = Raio do braço do cabeçote (mm)

𝑅′ = Raio médio (mm)

c) Índice de vazios

Índice de vazios inicial

O índice de vazios inicial foi calculado a partir do volume inicial do CP, do peso

específico aparente seco e da densidade dos grãos. Abaixo segue a equação:

𝑒0 = 𝐺𝑠 ∙ 𝛾𝑤

𝛾𝑑 − 1

onde,

𝑒0 = índice de vazios inicial

𝐺𝑠 = Densidade dos grãos = 2,795 (como foi visto anteriormente no capítulo 3)

𝛾𝑑 = peso específico aparente seco

𝛾𝑤 = peso específico da água

E a equação do peso específico aparente seco é:

𝛾𝑑 = 𝑃𝑠𝑉

onde,

𝑃𝑠 = Peso de sólidos

𝑉= Volume total inicial= 20,03cm³

26

Índice de vazios pós-adensamento

Para o cálculo do índice de vazios pós-adensamento utilizam-se as mesmas equações

utilizadas para o cálculo do índice de vazios inicial, o que muda é apenas o volume do CP,

utilizado para calcular o peso específico aparente seco, que foi obtido considerando o que

adensou após a fase de adensamento

Índice de vazios a volume constante

O índice de vazios a volume constante foi calculado com base nas mesmas equações

do cálculo do índice de vazios inicial, alterando somente o volume do CP que considera a

variação de altura ocorrida após a fase de adensamento mais a variação de altura até o ponto

do deslocamento horizontal escolhido durante o cisalhamento. Esse ponto do deslocamento

horizontal escolhido refere-se ao ponto onde a tensão cisalhante começou a estabilizar e

também onde houve pouca ou nenhuma extrusão de material.

d) Quebra de grãos

A metodologia utilizada para quantificar a porcentagem de quebra de grãos através do

cálculo das áreas formadas pelas curvas granulométricas do solo, antes e depois do material

ser submetido a uma tensão de compressão, foi desenvolvida por HARDIN (1985). E será a

metodologia utilizada aqui para obter o resultado da quebra.

A quebra total de grãos é definida como a área contida entre as duas curvas

granulométricas obtidas antes e depois do ensaio de cisalhamento. A partir dessa área, pode-se

calcular o índice que quantifica a quebra, como pode ser observado na Figura 4.8.

27

Figura 4.8 – Definição de quebra relativa (HARDIN, 1985 em COOP et al., 2004, adaptado por SILVA, 2017.)

Sendo a Equação:

𝐵𝑟 = 𝐵𝑡

𝐵𝑝

Onde:

𝐵𝑟 = Quebra relativa

𝐵𝑡 = Quebra total

𝐵𝑝 = Potencial de quebra.

Esse cálculo também foi utilizado para obter a quebra de grãos no ensaio de

cisalhamento direto.

4.2 ENSAIO DE CISALHAMENTO DIRETO

4.2.1 DESCRIÇÃO DO EQUIPAMENTO

Não será realizada uma descrição detalhada do equipamento de cisalhamento direto

por se tratar de um ensaio largamente utilizado e conhecido. Apenas serão descritos aqui

alguns detalhes do equipamento que foram utilizados para a campanha de ensaios desse

trabalho.

28

Trata-se de uma caixa de cisalhamento de 5cm x 5cm, com 93,6cm³ de volume inicial

do CP. As pedras porosas não foram utilizadas por se tratar de um material com

permeabilidade alta.

Os utensílios, a caixa bipartida e suas partes constituintes podem ser observadas nas

Figuras 4.9 e 4.10 que seguem.

Figura 4.9 - Utensílios, caixa bipartida do cisalhamento direto e suas partes constituintes.

Figura 4.10 - Caixa bipartida do cisalhamento direto e suas partes constituintes.

4.2.2 EXECUÇÃO DO ENSAIO

4.2.2.1 Considerações preliminares

Por se tratar de um rejeito areno-siltoso a velocidade escolhida de 0,065mm/min

atende apenas a conveniência da realização de um ensaio mais rápido, pois qualquer excesso

de poropressão que ocorresse seria rapidamente dissipado.

As tensões ensaiadas são as mesmas realizadas no ensaio de ring shear, ou seja, 100,

200, 400 e 800kPa.

Funil

29

4.2.2.2 Única campanha de ensaios

a) Peneiramento

Para os ensaios de 400 kPa e 800 kPa, foram realizados ensaios de peneiramento antes

e depois do ensaio de cisalhamento direto, a fim de verificar se houve quebra de grãos. Foram

utilizadas peneiras da série 20, 30, 40, 60, 100, 200 e o fundo, para o peneiramento.

b) Pré-moldagem

Para cada ensaio foi utilizado material seco, com a massa variando entre 143 e 146g de

forma a obter um CP com índice de vazios variando entre 0,80 e 0,82.

c) Moldagem

A moldagem é realizada, após a caixa de cisalhamento ser montada fixando as duas

partes com dois parafusos, com a ajuda de um funil de vidro (como mostra a Figura 4.11). Há

a preocupação em manter o mesmo procedimento para todos os ensaios na hora de realizar a

moldagem com o auxílio do funil. Após colocar o material dentro da caixa, utiliza-se uma

peça metálica para arrasar e nivelar o CP mantendo assim a mesma altura para todos os

ensaios. O material que sobra no procedimento de moldagem é colocado em um recipiente e

pesado para verificar a quantidade de material que o CP, de fato, contém.

Figura 4.11 - Moldagem do corpo de prova do cisalhamento direto.

30


Finalizada a fase de moldagem, a caixa é transportada para a banheira do equipamento

e posicionada. Ajusta-se então o equipamento e o extensômetro. Coloca-se água na banheira

até a borda para saturar o CP. O material foi deixado inundando por 30 minutos antes de

iniciar o adensamento.

e) Adensamento

Após o tempo de saturação, faz-se a leitura inicial (tempo zero) e inicia-se o

adensamento.


Os pesos para cada tensão foram colocados de uma só vez, e foram verificadas leituras

até 1 hora após o início do adensamento, antes de iniciar o cisalhamento. Em ambos os casos

o cisalhamento foi iniciado após verificar-se estabilização das leituras do extensômetro

vertical.


Para essas tensões, foi necessário dividir o adensamento em estágios.

Assim, para a tensão de 400kPa, o adensamento foi dividido em 2 estágios e para a

tensão de 800Kpa, o adensamento foi dividido em 4 estágios.


foi verificado que os valores das leituras estabilizaram.

f) Cisalhamento

Após finalizada a fase de adensamento, soltam-se então os dois parafusos que

prendem as duas partes da caixa e com a ajuda de outros dois parafusos, levanta-se

ligeiramente a metade superior a fim de evitar o atrito metal-metal. Ajusta-se o extensômetro

horizontal e faz-se a leitura do extênsometro vertical (leitura do tempo zero). O ensaio foi

realizado até alcançar 9mm do extensômetro horizontal.

g) Reversões

Segundo HEAD (1982), o efeito de um grande deslocamento pode ser obtido em um

aparelho comum de cisalhamento direto ao retornar a caixa bipartida para sua posição inicial e

31

cisalhar novamente. Este procedimento é denominado reversão. O gráfico obtido após as

reversões é exemplificado na Figura 4.12.

Figura 4.12 - Exemplo de um gráfico obtido após as reversões (HEAD, 1982)

4.2.3 CÁLCULOS DOS RESULTADOS

a) Deslocamento horizontal

O deslocamento horizontal é calculado da seguinte forma:

δh = 900 − 𝐿𝑒𝑖𝑡𝑢𝑟𝑎 𝐻 × 0,01

Onde,

δh = Deslocamento horizontal em milímetros.

𝐿𝑒𝑖𝑡𝑢𝑟𝑎 𝐻 = Leitura do extensômetro (div)

b) Tensão normal corrigida

Durante o cisalhamento há o deslocamento da parte inferior da caixa de cisalhamento

direto em relação à parte superior, isso acarreta a alteração da área do corpo de prova e

consequentemente a alteração da tensão normal e tensão cisalhante.

𝐴𝑐𝑜𝑟𝑟𝑖𝑔𝑖𝑑𝑎 = 5,08 × 5,06 − δh ∙ 0,1

Onde,

δh = Deslocamento horizontal (mm)

𝜎𝑛 𝑐𝑜𝑟𝑟 𝑖𝑔𝑖𝑑𝑎 = 𝜎𝑛 ∙ 25,7

𝐴𝑐𝑜𝑟𝑟𝑖𝑔𝑖𝑑𝑎

c) Tensão de cisalhamento

A tensão de cisalhamento, 𝜏 𝑘𝑃𝑎 , é calculada pela equação:

32

𝜏 =𝐹 ∙ 0,074

𝐴𝑐𝑜𝑟𝑟𝑖𝑔𝑖𝑑𝑎 ∙ 98,1

onde:

𝐹= Leitura da Força no anel dinamométrico (div)

0,074 é a constante do anel dinamométrico (kgf/div)

d) Índice de vazios

Índice de vazios inicial

O índice de vazios inicial foi calculado a partir do volume inicial do CP, do peso

específico aparente seco e da densidade dos grãos. Abaixo segue a equação:

𝑒0 = 𝐺𝑠 ∙ 𝛾𝑤

𝛾𝑑 − 1

Onde,

𝑒0 = índice de vazios inicial

𝐺𝑠 = Densidade dos grãos = 2,795 (como foi visto anteriormente no capítulo 3)

𝛾𝑑 = peso específico aparente seco

𝛾𝑤 = peso específico da água

E a equação do peso específico aparente seco é:

𝛾𝑑 = 𝑃𝑠𝑉

onde:

𝑃𝑠 = Peso de sólidos

𝑉= Volume total inicial= 20,03cm³

Índice de vazios pós-adensamento

Para o cálculo do índice de vazios pós-adensamento utilizam-se as mesmas equações

utilizadas para o cálculo do índice de vazios inicial, o que muda é apenas o volume do CP

utilizado para calcular o peso específico aparente seco, que foi obtido considerando o que

adensou após a fase de adensamento.

33

Índice de vazios a volume constante

O índice de vazios a volume constante foi calculado com base nas mesmas equações

do cálculo do índice de vazios inicial, alterando somente o volume do CP que considera o que

adensou após a fase de adensamento mais o que adensou até o deslocamento horizontal de

6mm.

e) Quebra de grãos

O cálculo para obter a quebra de grãos no ensaio de cisalhamento direto foi o mesmo

utilizado para obter o do ensaio de ring shear, e se encontra apresentado no tópico “d” do

item 4.1.3.

34

5 RESULTADOS E ANÁLISES DOS ENSAIOS

5.1 ENSAIOS DE RING SHEAR

5.1.1 PRIMEIRA CAMPANHA DE ENSAIOS

Os índices de vazios dos corpos de prova após moldagem, adensamento e a volume

constante, encontram-se apresentados na Tabela 5.1. O índice de vazios a volume constante

foi estimado considerando o peso seco inicial. O equipamento ring shear, entretanto, expulsa

material durante o cisalhamento, o que explica o deslocamento vertical não estabilizar. Por

isso, para o cálculo do índice de vazios a volume constante, foi considerado o momento no

qual a tensão cisalhante começa a estabilizar, quando havia ocorrido pouca ou nenhuma

extrusão de material.

Tabela 5.1 – Índices de vazios obtidos na primeira campanha de ensaios.

σ’v

(kPa) Moldagem

Pós

adensamento A "volume

constante"

100 0,75 0,63 0,47

200 0,75 0,58 0,41

400 0,75 0,59 0,41

800 0,80 0,58 0,41

Os resultados dos ensaios encontram-se apresentados nos gráficos das Figuras 5.1 a

5.3. Observa-se no gráfico da Figura 5.3 que o ângulo de atrito do estado de regime

permanente obtido para a primeira campanha foi ’ss = 27º. A faixa de deslocamento

horizontal utilizada para obter o ângulo de atrito variou entre 12 e 103mm, usando como

critério a tensão cisalhante média da faixa com valores constantes e sem valores que destoam

no fim do ensaio.

Figura 5.1 – Gráfico tensão-deslocamento da primeira campanha de ensaios.

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são c

isal

han

te n

orm

aliz

ada

Deslocamento horizontal (mm)

100 kPa

200 kPa

400 kPa

800 kPa

35

Figura 5.2 – Gráfico deslocamento vertical vs. deslocamento horizontal da primeira campanha de ensaios.

Figura 5.3 – Envoltória determinada para a primeira campanha de ensaios.

5.1.2 SEGUNDA CAMPANHA DE ENSAIOS

Em vista do resultado obtido na primeira campanha de ensaios ter sido

consideravelmente inferior ao resultado obtido por TELLES (2017), isto é ’SS =34º, ao

realizar ensaios triaxiais no mesmo material (conforme apresentado anteriormente no item 2.4

deste trabalho), questionou-se se os anéis de bronze sinterizado, tanto o do top-cap quanto o

do disco inferior, encontravam-se ásperos o suficiente para o rejeito estudado, conforme

proposição de BROMHEAD (1986).

-1.8

-1.6

-1.4

-1.2

-1

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0

0.2

0 20 40 60 80 100 120

Des

loca

men

to v

erti

cal (m

m)


100 kPa

200 kPa

400 kPa

800 kPa

y = 0.503x

R² = 1.000

0

100

200

300

400

500

600

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Ten

são c

isal

han

te (k

Pa)

Tensão normal (kPa)

ϕss′ = 27°

36

Assim, julgou-se necessário realizar um processo de recartilhamento nos anéis de

bronze sinterizado, a fim de verificar se estes se apresentavam ásperos o suficiente.

Os índices de vazios de moldagem, pós-adensamento, e a volume constante, dos 4

corpos de prova ensaiados na segunda campanha encontram-se na Tabela 5.2. Os resultados

dos ensaios encontram-se apresentados nos gráficos das Figuras 5.4 a 5.6. Observa-se no

gráfico da Figura 5.6 que o ângulo de atrito do estado de regime permanente determinado para

a segunda campanha de ensaios foi igual a 30°, isto é, 3° acima do resultado obtido na

primeira campanha, o que demonstra que era realmente necessária a realização de um

processo de recartilhamento para abertura de ranhuras mais profundas nos anéis de bronze

sinterizado do top-cap e do disco inferior. A tensão cisalhante utilizada foi a da última

leitura, no último ponto de deslocamento horizontal, pois o gráfico dos ensaios não

apresentou pontos destoantes. Este resultado, no entanto, ainda é inferior ao valor obtido por

TELES (2017).

O ensaio de 100kPa seco chegou ao mesmo resultado que os ensaios com CPs

inundados e isso foi importante para verificar que não estava sendo gerado excesso de

poropressão durante o cisalhamento.

Tabela 5.2 - Índices de vazios obtidos na segunda campanha de ensaios.

σ’v (kPa)

Moldagem Pós


constante"

100 0,81 0,75 0,70

200 0,76 0,68 0,55

400 0,81 0,71 0,58

800 0,76 0,59 0,48

Figura 5.4 - Gráfico tensão-deslocamento da segunda campanha de ensaios.

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são c

isal

han

te n

orm

aliz

ada


100 kPa

200 kPa

400 kpa

800 kPa

37

Figura 5.5 - Gráfico “Deslocamento Vertical” versus “Deslocamento horizontal” da segunda campanha de ensaios.

Figura 5.6 - Envoltória obtida para a segunda campanha de ensaios.

5.1.3 QUEBRA DE GRÃOS

Como citado no tópico “a” dos itens 4.1.2.2 e 4.1.2.3, realizou-se ensaios de

peneiramento antes e depois do ensaio de cisalhamento para verificar se houve quebra de

grãos durante o ensaio. A equação utilizada encontra-se no tópico “d” do item 4.1.3 e os

resultados obtidos para a primeira campanha estão apresentados na Tabela 5.3 e na Figura 5.7,

e para a segunda campanha estão representados nas Tabelas 5.4 e 5.5 e nas Figuras 5.8 e 5.9.

-1.8

-1.6

-1.4

-1.2

-1

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0

0.2

0 20 40 60 80 100 120

Des

loca

men

to v

erti

cal

(mm

)


100 kPa

200 kPa

400 kPa

800 kPa

y = 0.568x

R² = 1.000

0

100

200

300

400

500

600

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Ten

são c

isal

han

te (k

Pa)


ϕss′ = 30°

38

Primeira campanha de ensaios

Tabela 5.3 – Resultado do peneiramento realizado antes e depois do cisalhamento do ensaio de 800kPa da primeira

campanha.

Antes do cisalhamento Depois do cisalhamento Peneiras nº % Passante Peneiras % Passante

#30 99,87 #30 99,97 # 40 99,50 # 40 99,64 # 60 95,33 # 60 96,25

# 100 77,18 # 100 81,59 # 200 31,20 # 200 35,91 Bpa = 17,74 Bpd = 15,61

Figura 5.7 – Curvas granulométricas obtidas antes e depois do cisalhamento do ensaio de 800kPa da primeira

campanha.

A partir das curvas granulométricas obtidas na Figura 5.7, obtém-se a quebra relativa

(𝐵𝑟) de 12% para o ensaio de 800 kPa da primeira campanha de ensaios.

Segunda campanha de ensaios

Tabela 5.4 - Resultado do peneiramento realizado antes e depois do cisalhamento do ensaio de 400kPa da segunda

campanha.

Antes do cisalhamento Depois do cisalhamento

Peneiras nº % Passante Peneiras % Passante

#20 100,00 #20 100,00

#30 99,92 #30 99,94

# 40 99,45 # 40 99,58

# 60 95,64 # 60 95,88

# 100 79,08 # 100 80,19

# 200 30,61 # 200 32,23

Bpa = 17,27 Bpd = 16,65

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1

Porc

enta

gem

pas

san

te (

%)

Diâmetro dos grãos (mm)

Antes

Depois

39

Figura 5.8 - Curvas granulométricas obtidas antes e depois do cisalhamento do ensaio de 400kPa da segunda

campanha.


(𝐵𝑟) de 3,6 % para o ensaio de 400kPa da segunda campanha de ensaios.

Tabela 5.5 - Resultado do peneiramento realizado antes do cisalhamento do ensaio de 800kPa da segunda campanha.



#20 99,98 #20 100,00

#30 99,93 #30 99,94

# 40 99,48 # 40 99,65

# 60 95,94 # 60 96,52

# 100 80,45 # 100 82,38

# 200 32,87 # 200 35,74

Bpa = 16,49 Bpd = 15,37

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1

Porc

enta

gem

pas

san

te (

%)


Antes

Depois

40

Figura 5.9 - Curvas granulométricas obtidas antes e depois do cisalhamento do ensaio de 800kPa da segunda

campanha.


(𝐵𝑟) de 6,8 % para o ensaio de 800 kPa da segunda campanha de ensaios.

No presente trabalho não houve o objetivo de analisar uma possível relação entre a

quebra de grãos e o ângulo de atrito encontrado no regime permanente, e sim, apenas, de

apresentar resultados importantes para análises de futuros trabalhos.

Vale salientar que a mineralogia do rejeito estudado é bem resistente a quebra, o que

pode explicar a pequena quebra relativa encontrada nos ensaios.

5.2 ENSAIOS DE CISALHAMENTO DIRETO

Foram realizados 5 ensaios de cisalhamento direto no rejeito, sendo 1 com reversão,

submetido a tensão efetiva vertical inicial de 100 kPa, e 4 sem reversão, com tensões inicias

de 100, 200, 400 e 800 kPa.

5.2.1 ENSAIO DE CISALHAMENTO DIRETO COM REVERSÃO

As reversões múltiplas são uma opção para buscar a condição residual em ensaios de

cisalhamento direto, conforme apresentado anteriormente no capítulo 4. Foi realizado, assim,

um ensaio de cisalhamento direto com reversões, em um corpo de prova submetido a uma

tensão efetiva vertical inicial de 100 kPa, com o objetivo de obter a condição residual do

rejeito estudado. Entretanto, somente uma reversão foi realizada, pois o primeiro e o segundo

trechos (primeira reversão) chegaram ao mesmo patamar de resistência, conforme pode ser

observado na Figura 5.10. Desta forma, conclui-se que, para o material estudado, as reversões

não contribuem para obter a condição residual. Isto se deve ao formato das partículas do

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1

Porc

enta

gem

pas

san

te (

%)


Antes

Depois

41

rejeito, que não apresentam característica lamelar, conforme LUPINI et al. (1981). Não

foram, portanto, realizadas reversões nos outros ensaios.

Figura 5.10 – Gráfico tensão-deformação do ensaio de 100kPa realizado com reversão.

5.2.2 ENSAIOS DE CISALHAMENTO DIRETO SEM REVERSÕES

Como explicado no item anterior, não houve a necessidade de realizar reversões nos

outros ensaios, assim bastou apenas um único trecho para obter a condição residual.

Os índices de vazios dos corpos de prova determinados na moldagem, pós-

adensamento, e a volume constante podem ser observados na Tabela 5.6. O índice de vazios a

volume constante foi calculado quando o ensaio havia deslocado 6 mm, ponto no qual o a

tensão cisalhante apresenta-se aproximadamente constante. Cabe ressaltar que neste ponto a

maioria das curvas de deslocamento vertical por deslocamento horizontal não apresentam

estabilização, provavelmente em função da inclinação do top-cap. Tal efeito é uma

deficiência do ensaio de cisalhamento direto. Os gráficos resultantes dos ensaios encontram-

se apresentados nas Figuras 5.11 a 5.13. Observa-se que o ângulo de atrito de regime

permanente encontrado a partir da envoltória foi de 31°.

Tabela 5.6 - Índices de vazios obtidos na segunda campanha de ensaios.

σ’v (kPa)

Moldagem Pós


constante"

100 0,81 0,80 0,79

200 0,82 0,80 0,79

400 0,80 0,74 0,72

800 0,81 0,77 0,75

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0 5 10 15 20

Ten

são c

isal

han

te n

orm

aliz

ada


100kPa

42

Figura 5.11 - Gráfico “Tensão cisalhante normalizada” versus “Deslocamento horizontal”

Figura 5.12 - Gráfico “Deslocamento Vertical” versus “Deslocamento horizontal”.

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Ten

são c

isal

han

te n

orm

aliz

ada


100kPa

200kPa

400kPa

800kPa

-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Des

loca

men

to v

erti

cal (m

m)


100kPa

200kPa

400kPa

800kPa

43

Figura 5.13 – Envoltória obtida para os ensaios de cisalhamento direto.

5.2.3 QUEBRA DE GRÃOS

Como citado no tópico “a” do item 4.2.2.2, realizou-se ensaios de peneiramento antes

e depois do ensaio de cisalhamento para verificar se houve quebra de grãos durante o ensaio.

A equação utilizada encontra-se no tópico “e” do item 4.2.3 e os resultados obtidos

apresentados nas Tabelas 5.7 e 5.8 e nas Figuras 5.14 e 5.15.

Tabela 5.7 - Resultado do peneiramento realizado antes e depois do cisalhamento do ensaio de 400kPa.



#20 99,99 #20 100,00

#30 99,88 #30 99,92

# 40 99,37 # 40 99,44

# 60 95,08 # 60 95,26

# 100 78,03 # 100 77,89

# 200 33,91 # 200 35,48

Bpa = 17,18 Bpd = 16,92

y = 0.593x

R² = 0.998

0

100

200

300

400

500

600

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Ten

são c

isal

han

te (kP

a)


ϕss′ = 31°

44

Figura 5.14 - Curvas granulométricas obtidas antes e depois do cisalhamento do ensaio de 400kPa.


(𝐵𝑟) de 1,5 % para o ensaio de 400 kPa.

Tabela 5.8 - Resultado do peneiramento realizado antes e depois do cisalhamento do ensaio de 800kPa



#20 100,00 #20 100,00

#30 99,87 #30 99,94

# 40 99,45 # 40 99,48

# 60 95,47 # 60 95,69

# 100 78,18 # 100 78,78

# 200 30,41 # 200 31,38

Bpa = 17,58 Bpd = 17,21

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1

Porc

enta

gem

pas

san

te (

%)


Antes

Depois

45

Figura 5.15 - Curvas granulométricas obtidas antes e depois do cisalhamento do ensaio de 800kPa.


(𝐵𝑟) de 2,1 % para o ensaio de 800kPa.

5.3 COMPARAÇÃO ENTRE OS RESULTADOS DOS ENSAIOS TRIAXIAL, RING SHEAR, E

CISALHAMENTO DIRETO.

O resultado determinado para o ângulo de atrito no estado de regime permanente

utilizando o ensaio de ring shear após recartilhamento foi 4º menor que o resultado obtido por

TELLES (2017) a partir de ensaios triaxiais. Quando se comparam, entretanto, os ensaios

realizados com ring shear e os ensaios realizados no equipamento de cisalhamento direto,

observa-se que a diferença foi de apenas 1° entre os valores dos ângulos de atrito, não sendo

considerada significativa.

GARGA et al. (2002) também fizeram a comparação dos resultados obtidos no seu

trabalho a partir do ensaio de ring shear, com os obtidos através de ensaios triaxiais por

ZHANG et al. (1997), ambos no regime permanente. GARGA et al. (2002) realizaram

modificações no equipamento de ring shear de BROMHEAD (1979) para permitir ensaios a

volume constante, bem como permitir a realização de ensaios com carregamento constante e

assim obter a resistência no estado de regime permanente de ambas as condições. Os autores

realizaram ensaios a volume constante em amostras saturadas e secas, e ensaios com

carregamento constante também com amostras saturadas e secas de uma areia que foi

utilizada no estudo de ZHANG et al. (1997) em ensaios triaxiais. Houve uma diferença entre

os resultados obtidos nos ângulos de atrito dos dois trabalhos de 2,6º, o ring shear sendo o

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.01 0.1 1

Porc

enta

gem

pas

san

te (

%)


Antes

Depois

46

menor. Segundo os autores, o ângulo de atrito menor obtido pelo ensaio de ring shear pode

ser atribuído às grandes deformações alcançadas por esse equipamento, enquanto o estado de

regime permanente pode não ter sido realmente alcançado no ensaio triaxial, pois tais níveis

de deformação seriam impraticáveis neste ensaio. Esta explicação, entretanto, apresenta dois

problemas: os ensaios ring shear e cisalhamento direto dão a impressão de que não são

necessários grandes deslocamentos para atingir o estado crítico e a variabilidade dos

resultados dos vários ensaios triaxiais é muito baixa.

Segundo a teoria idealizada por Mohr, a resistência ao cisalhamento seria

independente do valor da tensão principal intermediária (2). Porém, acredita-se que 2

influencia na resistência ao cisalhamento. A partir dos ensaios triaxiais seria obtida uma

envoltória com a menor inclinação possível em resposta ao efeito da tensão principal

intermediária (2) na resistência (TAYLOR, 1948). Em ensaios na condição de deformação

plana foi observado que o ângulo de atrito obtido foi maior que nos ensaios triaxiais

(BECKER et al. (1972) apud DUNCAN & WRIGHT (2005)). Também é possível que a

envoltória obtida por cisalhamento direto tivesse uma inclinação maior que a mínima

encontrada para o triaxial, tendo em vista que as condições de contorno do ensaio de

cisalhamento direto assemelham-se à deformação plana.

Entretanto, MOTTA (2008) realizou ensaios triaxiais (CIU e CID), e ensaios de

cisalhamento direto em um rejeito fino, e obteve os parâmetros de resistência de pico para

esse material. A autora encontrou os ângulos de atrito de 42° a partir dos ensaios CID, 41° a

partir dos ensaios CIU e 32° para os ensaios de cisalhamento direto. Apesar dos resultados

encontrados se referirem aos valores de pico, este resultado demonstra a diferença que se pode

encontrar ao analisar o mesmo material com ensaios diferentes.

A Figura 5.16 apresenta as envoltórias obtidas para cada ensaio, uma para o ensaio de

cisalhamento direto e uma para o ensaio de ring shear ambos obtidos por esta autora, e a

envoltória para o ensaio triaxial obtido por TELLES (2017).

Os valores de quebra de grãos nos ensaios de cisalhamento direto foram

significativamente inferiores aos dos ensaios de ring shear. Acredita-se que isto se deve ao

fato de que o volume de rejeito na zona cisalhada no ensaio ring shear é proporcionalmente

muito maior que no ensaio de cisalhamento direto, devido às "zonas mortas" que se formam

na amostra do cisalhamento direto. Tendo em vista que as envoltórias de ring shear e

cisalhamento direto apresentaram-se retilíneas, conclui-se que a pequena quebra de grãos

observada não afetou a resistência do rejeito no intervalo de tensões ensaiado.

47

Figura 5.16 – Gráfico com as envoltórias de resistência dos ensaios de cisalhamento direto e ring shear obtidos por

esta autora, e do ensaio triaxial obtido por TELLES (2017).

0

100

200

300

400

500

600

700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

Ten

são

cis

alh

ante

(kP

a)

Tensão normal efetiva (kPa)

Triaxial (TELLES, 2017)

'ss = 34°

Cisalhamento direto

'ss = 31º

Ring shear

'ss = 30°

48

6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS

6.1 CONCLUSÃO

Neste trabalho foram obtidos os parâmetros de resistência no estado de regime

permanente para um rejeito de minério de ferro da Barragem do Fundão, localizada no

município de Mariana, MG. Foram utilizados ensaios de ring shear e cisalhamento direto com

o objetivo de realizar a comparação dos resultados obtidos com os encontrados a partir de

ensaios triaxiais por TELLES (2017).

Foram realizadas 2 campanhas de ensaio de ring shear, pois o resultado da primeira

campanha resultou em um ângulo de atrito de 27º, muito inferior ao encontrado por TELLES

(2017). Suspeitou-se então que os anéis de bronze sinterizado não encontravam-se ásperos o

suficiente para satisfazer a condição citada por BROMHEAD (1986) para que não houvesse

deslizamento no contato solo-anel. Assim, optou-se por realizar um processo de

recartilhamento, o qual aumentou o número de ranhuras. Após o recartilhamento foram

realizados os ensaios da segunda campanha do ring shear que resultaram em um ângulo de

atrito de 30º.

Ensaios de cisalhamento direto também foram realizados, a fim de fazer uma

comparação com os ensaios de ring shear. O resultado encontrado para o ângulo de atrito no

estado de regime permanente foi de 31º. Conclui-se, portanto, que não houve diferença

significativa entre ambos os ensaios.

Entretanto, a diferença entre o resultado para o ângulo de atrito no estado de regime

permanente obtido por TELLES (2017), que foi de 34º, permaneceu significativa comparado

com os resultados obtidos por esta autora.

Os resultados dos ensaios para verificação da ocorrência de quebra de grãos mostraram

que houve quebra, tendo os ensaios de ring shear apresentado maior quebra relativa. No

entanto, para as tensões ensaiadas, esta quebra não resultou em alteração significativa na

resistência do rejeito.

6.2 SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS

Comparar os parâmetros de resistência de ensaios de cisalhamento direto com ensaios

de ring shear em regime permanente para outros materiais.

Realizar ensaios de ring shear sob maiores tensões para analisar o efeito da quebra de

grãos para outros materiais.

49

7 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

BECKER, E., CHAN, C. K., SEED, H. B., 1972. Strength and deformation characteristics

of rockfill materials in plane strain and triaxial compression tests, Report TE-72-3, Office

of Research Services, University of California, Berkeley, CA.

BROMHEAD, E. N., 1979. “A simple ring shear apparatus”. Ground Engineering, v.12, n.5,

pp.40-44.

BROMHEAD, E. N., 1986. The Stability Slopes. Surrey University Press, London.

CASTRO, G., ENOS, J. L., FRANCE, J.W., POULOS, S. J., 1982, “Liquefaction induced

by cyclic loading”. Report to National Science Foundation, Washington, DC, n. NSF/CEE-

82018.

COOP, M. R., SORENSEN, K. K., BODAS FREITAS, T., GEORGOUTSOS, G. “Particle

breakage during shearing of carbonate sand”, Géotechnique, Dec. 2004.

FLÓREZ, C. T. Estudo da alteração em laboratório de rejeitos de mineração de ferro

para análise em longo prazo. Tese de D.Sc., COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 2015.

FONSECA, A. P. Análise de mecanismos de escorregamento associados a voçorocamento

em cabeceira de drenagem na bacia do Rio Bananal (SP/RJ). Tese de D.Sc.,

COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 2006.

GARGA, V. K., SEDANO, J. I., 2002. “Steady State Strength of Sands in a Constant Volume

Ring Shear Apparatus”. Geotechnical Testing Journal, v. 25, n.4, pp414 - 421.

HEAD, K. H., 1982. Manual of soil laboratory testing. Pentech Press, London, vol. 2.

INSTITUTO BRASILEIRO DE MINERAÇÃO (IBRAM). Estão para a sustentabilidade

na mineração: 20 anos de história. Rio de Janeiro, 2012, 54 p. Disponível em:

http://www.ibram.org.br/sites/1300/1382/00002130.pdf. Acesso em: 15 jul. 2017, 23:50:12.

http://www.ibram.org.br/sites/1300/1382/00002130.pdf

50

INSTITUTO BRASILEIRO DE MINERAÇÃO (IBRAM). Informações sobre a economia

mineral brasileira 2015. Brasília, 2015a, 25 p. Disponível em:

<http://www.ibram.org.br/sites/1300/1382/00005836.pdf>. Acesso em: 15 jul. 2017,

23:23:50.

LOZANO, F. A. E. Seleção de locais para barragens de rejeitos usando o método de

análise hierárquica. Dissertação de M.Sc., Escola Politécnica da Universidade de São Paulo,

São Paulo, SP, Brasil, 2006.

LUPINI, J. F., SKINER, A.E., VAUGHAN, P.R., 1981. “The drained residual strength of

cohesive soils”. Géotechnique, 31 (2), pp181-213.

MOTTA, H. P. G. Comportamento de um rejeito de transição em centrífuga geotécnica.

Dissertação de M.Sc., COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 2008.

OLIVEIRA, M. L. M., AQUINO, J. A. Amostragem – Tratamento de minérios: Práticas

laboratoriais. Rio de Janeiro, 2007. 34 p. Disponível em:

http://www.cetem.gov.br/livros/item/47-tratamento-de-minerios-praticas-laboratoriais.

Acesso em: 19 fev. 2018, 23:13:24.

PEREIRA, E. L. Estudo do potencial de liquefação de rejeitos de minério de ferro sob

carregamento estático. Dissertação de M.Sc., UFOP, Ouro Preto, MG, Brasil, 2005.

POULOS, S. J., 1981, “The steady state of deformation”, Journal of Geotechnical

Engineering Division, ASCE, v.107, n.GT5, pp.553-562.

PRESOTTI, E. S. Influência do teor de ferro nos parâmetros de resistência de um rejeito

de minério de ferro. Dissertação de M.Sc., UFOP, Ouro Preto, MG, Brasil, 2002.

REZENDE, V. A. Estudo do comportamento de barragem de rejeito arenoso alteada por

montante. Dissertação de M.Sc., NUGEO/UFOP, Ouro Preto, MG, Brasil, 2013.

http://www.ibram.org.br/sites/1300/1382/00005836.pdf

http://www.cetem.gov.br/livros/item/47-tratamento-de-minerios-praticas-laboratoriais

51

RIBEIRO, L. F. M. Simulação física do processo de formação dos aterros hidráulicos

aplicados a barragens de rejeitos. Tese de D.Sc., Departamento de Engenharia Civil e

Ambiental, Universidade de Brasília, Brasília, DF, 2000.

SILVA, C. G. C. Estudo da influência do teor de finos no comportamento de um rejeito

de minério de ferro a partir de ensaios edométricos. Trabalho de conclusão de curso,

Escola Politécnica/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 2017.

SKEMPTON, A. W., 1964, “Long-term stability of clay slopes”. Géotechnique, v.14, p.77-

101.

SKEMPTON, A.W., 1985, “Residual strength of clays in landslides. Folded strata and

laboratory”, Géotechnique, v.35, n.1 pp.3-18.

SLADEN, J. A., D’HOLLANDER, R. D., KRAHN, J., 1985. “The liquefaction of sands, a

collapse surface approach”, Can. Geotech. J., v.22, pp.564-578.

TAYLOR, D. W., 1948. Fundamentals of soil mechanics. Wiley, Hoboken, NJ.

TELLES, A. C. M. Análise do comportamento de um rejeito de minério de ferro no

estado de regime permanente. Dissertação de M.Sc., COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ,

Brasil, 2017.

VASCONCELOS, M. F. C. A resistência residual de solos determinada através do ensaio

de cisalhamento por torção. Dissertação de M.Sc., COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil,

1992.

ZHANG, H., GARGA, V. K., 1997. “Quasi-steady State: A Real Behavior?”. Canadian

Geotechnical Journal, v.34, n.5, pp. 749-761.

determinaÇÃo dos parÂmetros de resistÊncia de...

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