DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE REJEITO E …geotecnia.unb.br/downloads/dissertacoes/176A-2009.pdf · ambietal da uiversidade de brasÍlia como parte do s requisitos ecessÁrios para

U�IVERSIDADE DE BRASÍLIA

FACULDADE DE TEC�OLOGIA

DEPARTAME�TO DE E�GE�HARIA CIVIL E AMBIE�TAL

DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE REJEITO E ESTÉRIL

GERADOS �O PROCESSO DE EXTRAÇÃO DE MI�ÉRIO DE

FERRO

AURELIA�O ROBSO� CORGOZI�HO ALVES

ORIE�TADOR: LUÍS FER�A�DO MARTI�S RIBEIRO

COORIE�TADORA: TEREZI�HA DE JESUS ESPÓSITO

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO EM GEOTEC�IA

PUBLICAÇÃO: G.DM - 176/2009

BRASÍLIA / DF: Abril / 2009

ii

U�IVERSIDADE DE BRASÍLIA

FACULDADE DE TEC�OLOGIA

DEPARTAME�TO DE E�GE�HARIA CIVIL E AMBIE�TAL


GERADOS �O PROCESSO DE EXTRAÇÃO DE MI�ÉRIO DE

FERRO

AURELIA�O ROBSO� CORGOZI�HO ALVES

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO SUBMETIDA AO DEPARTAME�TO DE E�GE�HARIA CIVIL E AMBIE�TAL DA U�IVERSIDADE DE BRASÍLIA COMO PARTE DOS REQUISITOS �ECESSÁRIOS PARA A OBTE�ÇÃO DO GRAU DE MESTRE. APROVADA POR:

_________________________________________ Luís Fernando Martins Ribeiro, DSc, UnB (ORIE�TADOR)

_________________________________________ André Pacheco de Assis, PhD, UnB (EXAMI�ADOR I�TER�O)

_________________________________________ Romero César Gomes, DSc, UFOP (EXAMI�ADOR EXTER�O)

DATA: BRASÍLIA/DF, 06 do Abril de 2009.

iii

FICHA CATALOGRÁFICA

ALVES, AURELIANO ROBSON CORGOZINHO Disposição Compartilhada de Rejeito e Estéril Gerados no Processo de

Extração de Minério de Ferro. [Distrito Federal] 2009. xxiii, 183 p., 297 mm (ENC/FT/UnB, Mestre, Geotecnia, 2009) Dissertação de Mestrado - Universidade de Brasília. Faculdade de Tecnologia. Departamento de Engenharia Civil e Ambiental 1. Estéril e Rejeito de Minério de Ferro 2. Disposição Compartilhada em Cava 3. Estabilidade de Taludes 4. Tensão e Deformação I. ENC/FT/UnB II. Título (série)

REFERÊ�CIA BIBLIOGRÁFICA ALVES, A. R. C. (2009). Disposição Compartilhada de Rejeito e Estéril Gerados no Processo de Extração de Minério de Ferro. Dissertação de Mestrado, Publicação G.DM-176/2009, Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Universidade de Brasília, Brasília, DF, 183 p.

CESSÃO DE DIREITOS NOME DO AUTOR: Aureliano Robson Corgozinho Alves TÍTULO DA DISSERTAÇÃO DE MESTRADO: Disposição Compartilhada de Rejeito e Estéril Gerados no Processo de Extração de Minério de Ferro. GRAU: Mestre ANO: 2009 É concedida à Universidade de Brasília a permissão para reproduzir cópias desta dissertação de mestrado e para emprestar ou vender tais cópias somente para propósitos acadêmicos e científicos. O autor reserva outros direitos de publicação e nenhuma parte desta dissertação de mestrado pode ser reproduzida sem a autorização por escrito do autor. __________________________________________ AURELIANO ROBSON CORGOZINHO ALVES Rua Antônio Moreira Pacheco - 231 31741-382 – Belo Horizonte / MG – Brasil Tel.: (31) 3494 – 0669

iv

Dedico mais esta conquista a meus pais, Raul e Dinalva, que apesar de todas as

dificuldades nunca desistiram de lutar e sempre me ensinaram que o bem mais

precioso do ser humano é o conhecimento.

v

AGRADECIME�TOS

À Deus.

Às minhas irmãs, Núbia e Karine, pelo carinho e por terem cuidado de nossos pais nesse

período em que estive distante.

A todos os meus familiares, parentes e amigos, que direta ou indiretamente torceram por mim.

À titia Valdirene, sinônimo de garra e perseverança, e além de tudo, sabe o valor de ajudar a

quem necessita.

À Universidade de Brasília e ao CNPq pelo apoio e auxílio financeiro.

À Vale, pela confiança e parceria que possibilitou a realização desse trabalho.

Ao Professor e Orientador Luís Fernando Martins Ribeiro, pelos ensinamentos, dedicação e

contribuição para a realização dessa dissertação.

A todos os professores do Programa de Pós-Graduação em Geotecnia. Em especial ao

Professor e Amigo André Assis.

À Professora, Coorientadora e Amiga Terezinha Espósito. Meus sinceros agradecimentos

pelos ensinamentos profissionais e pessoais.

Aos membros da TQA, Luiz Gustavo, João Paulo, Alexandre Resque e Gregório, amigos e

irmãos.

Aos amigos da Geotecnia, Pedro Paulo, Igor Mota, Joseleide, Janaína, Helena Motta e tantos

outros que contribuíram para a realização desse trabalho. Ao Diêgo Almeida pela grande

contribuição profissional.

Em especial à Andréia, pelo amor, carinho, paciência, atenção, incentivo e dedicação

integral durante todos esses anos. Obrigado por tudo.

vi


GERADOS �O PROCESSO DE EXTRAÇÃO DE MI�ÉRIO DE FERRO

RESUMO

O aumento crescente da produção mineral faz com que aumente também a geração de

resíduos como rejeitos e estéreis. Portanto, a enorme demanda por locais para dispor estes

resíduos esbarra cada vez mais nas leis ambientais que a cada dia ficam mais restritivas. Com

todo esse cenário surge a necessidade de novas metodologias para disposição de rejeitos e

estéreis que ofereçam maior segurança e economia, além da possibilidade de

reaproveitamento de áreas já degradadas. Surge então a proposta da disposição compartilhada

de estéril e rejeito em cavas exauridas de minas. Este sistema engloba a manutenção das

propriedades de resistência do estéril associadas com as propriedades hidráulicas do rejeito. O

presente trabalho analisa a estabilidade dos taludes com sua probabilidade de falha e o grau de

deformabilidade associados à disposição compartilhada de estéril e rejeito depositados num

mesmo local. Para realização destas análises utilizou-se os softwares Slope/W e Sigma/W do

pacote Geo-Studio. Os resultados indicaram a viabilidade da disposição compartilhada do

estéril e do rejeito, visto que os fatores de segurança encontrados, tanto para a situação de

fechamento e/ou desativação quanto para a situação de operação, estão dentro da faixa

adotada na engenharia geotécnica. Ressalvas são feitas aos resultados encontrados para a

probabilidade de falha, uma vez que alguns resultados são superiores ao limite adotado nos

estudos, porém, os mesmos são aceitos desde que analisados com critério. Os deslocamentos

máximos da estrutura também estão de acordo com o limite aceitável e usual. Dessa maneira,

conclui-se que é possível realizar a disposição compartilhada do estéril e do rejeito.

vii


GERADOS �O PROCESSO DE EXTRAÇÃO DE MI�ÉRIO DE FERRO

ABSTRACT

The increase of mineral production adds the generation of tailings and waste rock. So, the

huge demand for areas to dispose this material has some problems in restrictive

environmental laws. With all this scenario, is necessary to create new methods for disposal

this material with economy and security. An idea is disposal, in same place, tailings and waste

rock in mine finished, to hold de resistance properties of waste rock associated with hydraulic

properties of tailing. This dissertation analyze the slope stability with their failure probability

and deformation degree associated with a sharing disposal, using a software package Geo-

Slope (Slope/W and Sigma/W). The positive results in that analysis confirm the technical of

sharing disposal, for closed or operation situation in tailing dams, are possible. Some results

of failure probability have high values, but are accept before analysis. The maximum

displacements are also in accordance with usual and acceptable limits. Thus, it is possible the

sharing disposal of tailings and waste rock.

viii

SUMÁRIO

Capítulo Página

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

1.1 CONTEXTO GERAL ....................................................................................................... 2

1.2 OBJETIVOS DA DISSERTAÇÃO ................................................................................ 10

1.2.1 OBJETIVO GERAL ....................................................................................................... 11

1.2.2 OBJETIVO ESPECÍFICO .............................................................................................. 11

1.3 ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO ........................................................................ 11

2. DISPOSIÇÃO DE REJEITO E ESTÉRIL ..................................................................... 13

2.1 ESTÉRIL ........................................................................................................................ 13

2.2 REJEITO ......................................................................................................................... 14

2.3 CODISPOSIÇÃO E DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE REJEITOS E ESTÉRIL ........................................................................................................................................ 14

3. CARACTERÍSTICAS GERAIS DA ÁREA DE ESTUDO ........................................... 25

3.1 LOCALIZAÇÃO DA ÁREA ......................................................................................... 25

3.2 DESCRIÇÃO DA MINA DO CAUÊ ............................................................................. 27

3.2.1 CONTEXTO GEOLÓGICO ........................................................................................... 29

3.2.2 CONTEXTO GEOMECÂNICO .................................................................................... 31

3.2.3 CONTEXTO HIDROGEOLÓGICO .............................................................................. 33

4. CONSOLIDAÇÃO DOS ESTUDOS EXISTENTES DO SISTEMA DE DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA NA CAVA DA MINA DO CAUÊ .............................................. 34

4.1 GERAÇÃO DE REJEITOS E ESTÉREIS ORIUNDOS DA LAVRA .......................... 34

4.2 CARACTERIZAÇÃO DOS REJEITOS ........................................................................ 35

4.3 CARACTERIZAÇÃO DO ESTÉRIL ............................................................................ 48

4.3.1 CLASSIFICAÇÃO DE AMOSTRAS DE SONDAGEM ROTATIVA E DE POÇO DE INSPEÇÃO ..................................................................................................................... 49

4.3.2 ENSAIOS DE PERMEABILIDADE NAS PILHAS ..................................................... 51

4.3.2.1 INSTRUMENTAÇÃO – PIEZÔMETROS E MEDIDORES DE NÍVEL DE ÁGUA 52

4.3.2.2 ENSAIOS DE PERMEABILIDADE NO CAMPO .............................................. 54

4.3.3 ENSAIOS EM LABORATÓRIO ................................................................................... 56

4.4 ANÁLISES DE ESTABILIDADE ................................................................................. 63

4.4.1 ESTABILIDADE DA CAVA SEM DISPOSIÇÃO DE MATERIAIS .......................... 64

4.4.2 METODOLOGIA DE ANÁLISE DA ESTABILIDADE DURANTE OS ALTEAMENTOS ........................................................................................................... 71

4.4.3 PARÂMETROS GEOTÉCNICOS ................................................................................. 72

4.4.4 ESTUDOS DE ESTABILIDADE .................................................................................. 75

5. METODOLOGIA APLICADA NO NOVO ALTEAMENTO DA PDE ....................... 82

5.1 CENÁRIOS PROPOSTOS PARA ESTUDO ................................................................ 88

5.2 METODOLOGIA DE ANÁLISE .................................................................................. 89

ix

5.3 ANÁLISE PROBABILÍSTICA CONSIDERANDO A VARIABILIDADE DOS PARÂMETROS GEOTÉCNICOS ................................................................................. 93

5.4 JUSTIFICATIVA DA ANÁLISE PROBABILÍSTICA PARA AVALIAÇÃO DO COMPORTAMENTO DA CAVA DA MINA DO CAUÊ DURANTE A DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA ...................................................................................................... 94

6. ANÁLISES DE ESTABILIDADE E TENSÃO-DEFORMAÇÃO PARA O NOVO ALTEAMENTO DA PDE .............................................................................................. 96

6.1 PARÂMETROS GEOTÉCNICOS ................................................................................. 96

6.2 CALIBRAÇÃO DO MÉTODO DE MONTE CARLO ................................................. 97

6.3 RESULTADOS E ANÁLISES ..................................................................................... 102

6.3.1 SITUAÇÃO INICIAL DA CAVA DA MINA DO CAUÊ .......................................... 102

6.3.2 ESTABILIDADE - ALTEAMENTO SÓ COM ESTÉRIL E GERAÇÃO DE ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru ≠ 0) .............................................................. 104

6.3.3 ESTABILIDADE - ALTEAMENTO COM ENROCAMENTO E ESTÉRIL ............. 113

6.3.3.1 SITUAÇÃO SEM ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru = 0) ....................... 114

6.3.3.2 SITUAÇÃO COM ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru ≠ 0) ...................... 123

6.3.4 TENSÃO-DEFORMAÇÃO – ALTEAMENTO SÓ COM ESTÉRIL ......................... 134

6.3.4.1 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE ÚNICO ............................... 134

6.3.4.2 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE VARIÁVEL ....................... 139

6.3.5 TENSÃO-DEFORMAÇÃO – ALTEAMENTO COM ENROCAMENTO E ESTÉRIL 144

6.3.5.1 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE ÚNICO ............................... 144

6.3.5.2 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE VARIÁVEL ....................... 150

7. CONCLUSÕES ............................................................................................................ 156

7.1 PRINCIPAIS CONCLUSÕES ..................................................................................... 157

7.2 SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS ........................................................... 158

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................... 160

A – ANÁLISES DE ESTABILIDADE - VALE (2002) ........................................................ 164

B – ANÁLISES DE ESTABILIDADE - SPEC (2004) ......................................................... 168

C – ANÁLISES DE ESTABILIDADE - RDIZ (2008) ......................................................... 173

D – ANÁLISE ESTATÍSTICA DOS DADOS DE COESÃO E ÂNGULO DE ATRITO DO ESTÉRIL ...................................................................................................................... 178

E – MÓDULOS DE ELASTICIDADE DO REJEITO E DO ESTÉRIL ............................... 180

x

LISTA DE TABELAS

Tabela Página

Tabela 1.1 – Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos (Modificado – Tailings.info, 2009) ... 3

Tabela 2.1 – Métodos de disposição (Modificado - Wickland et al., 2006) ............................ 24

Tabela 3.1 – Produção total de minério de ferro entre 1942 e 2004 (Vale, 2008) ................... 29

Tabela 3.2 – Classes de Maciço baseada em Bieniawski (1976) – (Vale, 2002) ..................... 32

Tabela 3.3 – Parâmetros para Classificação (RMR), Bieniawski (1976) – (Vale, 2002) ........ 32

Tabela 4.1 – Peso específico dos sólidos e índice de vazios (Geoconsultoria, 2002) .............. 37

Tabela 4.2 – Valores C e D (Geoconsultoria, 2002) ................................................................ 41

Tabela 4.3 – Análise química do rejeito (Geoestrutural, 2002) ............................................... 46

Tabela 4.4 – Análise química do efluente líquido (Geoestrutural, 2002) ................................ 47

Tabela 4.5 – Grau de Alteração dos Materiais (Modificado – SBC, 2005) ............................. 49

Tabela 4.6 – Resistência da rocha (SBC, 2005) ....................................................................... 50

Tabela 4.7 – Propriedades Geomecânicas da PDE BANGALÔ – Furo SR-03 (SBC, 2005) .. 51

Tabela 4.8 – Descrição do material representativo da PDE BANGALÔ (SBC, 2005) ........... 51

Tabela 4.9 – Nível de água nas pilhas e diferença entre os níveis de água nos MNAs (pilha) e

nos PZs (fundação) – (SBC, 2005) ..................................................................... 55

Tabela 4.10 – Quantitativo de blocos por PDE (SBC, 2005) ................................................... 58

Tabela 4.11 – Quantitativo dos ensaios realizados por PDE (SBC, 2005) .............................. 59

Tabela 4.12 – Resultado dos ensaios – Pilhas de estéril (SBC, 2005) ..................................... 60

Tabela 4.13 – Resultados dos ensaios de compactação (SBC, 2005) ...................................... 61

Tabela 4.14 – Parâmetros de resistência efetivos (condição saturada) característicos das pilhas

de estéril do Complexo Minerador de Itabira (SBC, 2005) ................................ 63

Tabela 4.15 – Parâmetros de resistência ao cisalhamento adotados nas análises de estabilidade

(Vale, 2002) ........................................................................................................ 73

Tabela 4.16 – Parâmetros geotécnicos do Projeto Conceitual (SPEC, 2004) .......................... 74

Tabela 4.17 – Parâmetros geotécnicos utilizados por SPEC (2004) no Projeto Executivo

(SPEC, 2004) ...................................................................................................... 74

Tabela 4.18 – Parâmetros geotécnicos utilizados por RDIZ (2008) - (RDIZ, 2008) ............... 75

Tabela 4.19 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (Vale, 2002) ................... 76

xi

Tabela 4.20 - Casos de análises de estabilidade do projeto executivo (SPEC, 2004) .............. 77

Tabela 4.21 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (SPEC, 2004) ................. 79

Tabela 4.22 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (RDIZ, 2008) ................. 81

Tabela 5.1 – Cenário 1 – Situação de operação com ru ≠ 0 ...................................................... 90

Tabela 5.2 – Cenário 2 – Situação com ru = 0 .......................................................................... 91

Tabela 5.3 – Cenário 2 – Situação de operação com ru ≠ 0 ...................................................... 92

Tabela 6.1 – Parâmetros adotados nas análises de estabilidade e tensão-deformação ............. 98

Tabela 6.2 – Simulação da estabilidade utilizando Monte Carlo com 1.000 iterações ............ 99

Tabela 6.3 – Simulação da estabilidade utilizando Monte Carlo com 10.000 iterações ........ 100

Tabela 6.4 – Simulação da estabilidade utilizando Monte Carlo com 100.000 iterações ...... 101

Tabela 6.5 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru ≠ 0 ........................... 113

Tabela 6.6 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru = 0 ........................... 123

Tabela 6.7 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru ≠ 0 ........................... 132

Tabela 6.8 – Resultado das análises de tensão-deformação ................................................... 139

Tabela 6.9 - Resultado das análises de tensão-deformação ................................................... 144

Tabela 6.10 - Resultado das análises de tensão-deformação ................................................. 149

Tabela 6.11 - Resultado das análises de tensão-deformação ................................................. 155

xii

LISTA DE FIGURAS

Figura Página

Figura 1.1 – Total de incidentes por década ............................................................................. 10

Figura 2.1 – Diagrama do perfil de codisposição (Modificado - Morris & Williams, 1997) .. 15

Figura 2.2 - Variação da permeabilidade com a porcentagem de rejeito granular (Modificado

– Indraratna, 1994) .............................................................................................. 16

Figura 2.3 – Variação do peso específico seco máximo com a porcentagem de rejeito granular

(Modificado – Indraratna, 1994) ......................................................................... 17

Figura 2.4 - Camadas de rejeito lançadas no depósito de estéril (Modificado - Vector, 2002) 18

Figura 2.5 - Mistura de rejeito com estéril no topo do depósito (Modificado - Vector, 2002) 19

Figura 2.6 - Injeção de rejeito em furos inclinados no topo do depósito de estéril (Modificado

- Vector, 2002) .................................................................................................... 19

Figura 2.7 - Injeção de rejeito em furos verticais no topo do depósito de estéril (Modificado -

Vector, 2002) ...................................................................................................... 20

Figura 2.8 - Disposição de rejeito em camadas finas na face do depósito de estéril

(Modificado - Vector, 2002) ............................................................................... 20

Figura 2.9 - Variação do ângulo de atrito para várias proporções de mistura estéril - rejeito

(Modificado - Vector ,2002) ............................................................................... 21

Figura 2.10 - Variação da permeabilidade média para várias proporções de mistura estéril -

rejeito (Modificado - Vector ,2002) .................................................................... 21

Figura 3.1 – Localização dos Complexos Mineradores do Sistema Sul da Vale (Vale, 2008) 25

Figura 3.2 – Pico do Cauê nos primeiros anos de extração (1942-1945) - (Vale, 2008) ......... 27

Figura 3.3 – Cava da Mina do Cauê em 2002 (Vale, 2008) ..................................................... 28

Figura 3.4 – Evolução da lavra durante o período de exploração – 1942 a 2004 - (Vale, 2008)

............................................................................................................................. 29

Figura 4.1 - Curvas granulométricas das amostras ensaiadas (Geoconsultoria, 2002) ............ 36

Figura 4.2 – Equipamento utilizado no ensaio CRD (Geoconsultoria, 2002) .......................... 37

Figura 4.3 – Equipamento utilizado no ensaio HCT (Geoconsultoria, 2002) .......................... 38

Figura 4.4 – Curvas de compressibilidade obtidas para os rejeitos ensaiados (Geoconsultoria,

2002) ................................................................................................................... 39

xiii

Figura 4.5 – Curvas de permeabilidade obtidas para os rejeitos ensaiados (Geoconsultoria,

2002) ................................................................................................................... 39

Figura 4.6 – Curvas de Permeabilidade obtidas com os ensaios HCT e de bomba de fluxo

(Geoconsultoria, 2002) ....................................................................................... 40

Figura 4.7 – Curva Área x Altura (Modificado - Geoconsultoria, 2002) ................................. 41

Figura 4.8 – Variação da espessura do rejeito com o tempo (Geoconsultoria, 2002) .............. 42

Figura 4.9 – Variação do índice de vazios com a profundidade ao final de treze anos de

enchimento (Geoconsultoria, 2002) .................................................................... 42

Figura 4.10 – Variação da tensão efetiva com a profundidade ao final de treze anos de

enchimento (Modificado - Geoconsultoria, 2002) .............................................. 43

Figura 4.11 – Variação da poropressão com a profundidade ao final de treze anos de

enchimento (Modificado - Geoconsultoria, 2002) .............................................. 43

Figura 4.12 – Seção típica com instalação de piezômetros e medidores de nível de água (SBC,

2005) ................................................................................................................... 52

Figura 4.13 - Detalhe Típico1 para instalação dos piezômetros (SBC, 2005) ......................... 53

Figura 4.14 - Detalhe Típico 2 para instalação de medidores de nível de água (SBC, 2005) .. 53

Figura 4.15 - Condições do nível de água da PDE Correia (SBC, 2005) ................................ 54

Figura 4.16 – Distribuição dos coeficientes de permeabilidade nas pilhas – MNA (SBC, 2005)

............................................................................................................................. 55

Figura 4.17 - Distribuição dos valores de coesão - (SBC, 2005) ............................................. 62

Figura 4.18 – Distribuição dos valores de ângulo de atrito - (SBC, 2005) .............................. 63

Figura 4.19 - Representação esquemática (sem escala) da instabilidade existente no talude da

Cava da Mina do Cauê – Trinca 1 – Aba Norte (Vale, 2002)............................. 67

Figura 4.20 - Estimativas de produção de estéril e rejeitos (SPEC, 2004) .............................. 78

Figura 5.1 – Vista em planta da pilha de estéril e contrapilhamento de rejeito na Cava da Mina

do Cauê (Modificado - SPEC, 2004) .................................................................. 83

Figura 5.2 – Seções analisadas por SPEC, 2004 (Modificado - SPEC, 2004) ......................... 84

Figura 5.3 – Seção analisada por RDIZ (Modificado - RDIZ, 2008) ...................................... 85

Figura 5.4 – Mapa Geológico da Cava da Mina do Cauê (Modificado - Vale, 2002) ............. 86

Figura 5.5 – Seção inicial estudada no novo alteamento da PDE ............................................ 87

Figura 5.6 – Seção final estudada no novo alteamento da PDE ............................................... 87

Figura 5.7 – Vista aérea da Cava da Mina do Cauê em 2008 (Vale, 2008) ............................. 89

Figura 5.8 – Situações de FS envolvendo a média e o desvio padrão (Espósito, 2000) .......... 95

xiv

Figura 6.1 - Cava na situação inicial – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado ... 103

Figura 6.2 – Situação inicial - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha .......... 103

Figura 6.3 - Lançamento da camada 1 – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado 104

Figura 6.4 – Lançamento da camada 1 - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha

........................................................................................................................... 105

Figura 6.5 - Lançamento da camada 1 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo ...... 106


........................................................................................................................... 106

Figura 6.7 - Lançamento da camada 2 – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado 107


........................................................................................................................... 107

Figura 6.9 - Lançamento da camada 2 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo ...... 108

Figura 6.10 – Lançamento da camada 2 - Análise probabilística do FS e probabilidade de

falha ................................................................................................................... 108

Figura 6.11 - Lançamento da camada 3 – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado

........................................................................................................................... 109


falha ................................................................................................................... 109

Figura 6.13 - Lançamento da camada 3 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo .... 110


falha ................................................................................................................... 110

Figura 6.15 - Lançamento da camada 4 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo .... 111


falha ................................................................................................................... 111

Figura 6.17 - Fator de segurança por Bishop – ru ≠ 0 – Alteamento só com estéril .............. 112

Figura 6.18 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru ≠ 0 – Alteamento só

com estéril ......................................................................................................... 112

Figura 6.19 - Lançamento da camada 1 (enrocamento) – Análise determinística na PDE -

Estéril Projetado ................................................................................................ 114

Figura 6.20 – Lançamento da camada 1 (enrocamento) - Análise probabilística do FS e

probabilidade de falha ....................................................................................... 115

Figura 6.21 – Lançamento da camada 1 (enrocamento) – Análise determinística no

enrocamento ...................................................................................................... 116

xv

Figura 6.22 - Lançamento da camada 2 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril

Projetado ........................................................................................................... 116

Figura 6.23 – Lançamento da camada 2 (estéril) Análise probabilística do FS e probabilidade

de falha .............................................................................................................. 117


Novo .................................................................................................................. 117

Figura 6.25 – Lançamento da camada 2 (estéril) - Análise probabilística do FS e



Projetado ........................................................................................................... 118




Novo .................................................................................................................. 120




Novo .................................................................................................................. 121



Figura 6.32 - Fator de segurança por Bishop – ru = 0 – Alteamento com enrocamento e estéril

........................................................................................................................... 122

Figura 6.33 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru = 0 – Alteamento com

enrocamento e estéril ........................................................................................ 122


Estéril Projetado ................................................................................................ 124




enrocamento ...................................................................................................... 125


Projetado ........................................................................................................... 126



xvi


Novo .................................................................................................................. 127




Projetado ........................................................................................................... 128




Novo .................................................................................................................. 129




Novo .................................................................................................................. 130



Figura 6.47 - Fator de segurança por Bishop – ru ≠ 0 – Alteamento com enrocamento e estéril

........................................................................................................................... 131

Figura 6.48 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru ≠ 0 – Alteamento com

enrocamento e estéril ........................................................................................ 131

Figura 6.49 – Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas ............................... 135

Figura 6.50 – Situação final após o lançamento das quatro camadas .................................... 135

Figura 6.51 - Lançamento da camada 1 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões

totais na direção x ............................................................................................. 136







Figura 6.55 - Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas ............................... 139

Figura 6.56 – Situação final após o lançamento das quatro camadas .................................... 140



xvii








Figura 6.62 - Situação final após o lançamento das quatro camadas ..................................... 145

Figura 6.63 - Lançamento da camada 1 (enrocamento) – (a) Deslocamento na direção y, (b)

Tensões totais na direção x ............................................................................... 146








Figura 6.68 - Situação final após o lançamento das quatro camadas ..................................... 150


Tensões totais na direção x ............................................................................... 151







Figura A.1 - Superfície de Ruptura pela Fundação da PDE - Aba Oeste (Fonte – Vale,

2002)..................................................................................................................165

Figura A.2 - Superfície de Ruptura pela PDE na elevação 775 m - Aba Oeste (Fonte – Vale,

2002)..................................................................................................................166


2002)..................................................................................................................167


2002)..................................................................................................................167

xviii


2002)..................................................................................................................167

Figura B.1 - Superfície de ruptura circular pela PDE na elevação 945m (Ru – 0,2) - Aba Oeste

(Fonte - SPEC, 2005)........................................................................................169

Figura B.2 - Superfície de ruptura poligonal no Xisto VI na elevação 945m (Ru – 0,2) - Aba

Oeste (Fonte – SPEC, 2005)..............................................................................170

Figura B.3 - Superfície de ruptura circular pela PDE na elevação 945m (Ru – 0,5) - Aba Oeste

(Fonte – SPEC, 2005)........................................................................................171

Figura B.4 - Superfície de ruptura poligonal no Xisto VI na elevação 945m (Ru – 0,5) - Aba

Oeste (Fonte – SPEC, 2005).............................................................................172

Figura C.1 – Seção crítica – Parâmetro B=0,50 (Xisto VI) – nível freático elevado –

reservatório EL.795 m (Fonte – RDIZ, 2008)..................................................174

Figura C.2 – Seção crítica – nível freático normal – reservatório EL.795 m (Fonte – RDIZ,

2008).................................................................................................................174


reservatório EL.840 m (Fonte – RDIZ, 2008)...................................................175


2008)..................................................................................................................175


reservatório EL.880 m (Fonte – RDIZ, 2008)...................................................176


2008)..................................................................................................................176

Figura C.7 – Análise local – PDE Projetada (Fonte – RDIZ, 2008).......................................177

Figura C.8 – Análise local – PDE Existente (Fonte – RDIZ, 2008).......................................177

Figura D.1 – Análise estatística dos dados de coesão do estéril.............................................179

Figura D.2 – Análise estatística dos dados de ângulo de atrito do estéril...............................179

Figura E.1 – Módulo secante (50%) x Índice de densidade do rejeito (Modificado – Presotti, 2002)..................................................................................................................181



xix

Figura E.4 – Módulo secante (50%) x Índice de vazios do estéril (Modificado – SBC, 2005)..................................................................................................................182



xx

LISTA DE �OME�CLATURA, ABREVIAÇÕES E SÍMBOLOS

ABGE Associação Brasileira de Geologia de Engenharia

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

ADF Programa de Adensamento com Deformações Finitas

Al Alumínio

Au Ouro

B Parâmetro de Skempton

c Coesão

c’ Coesão efetiva

cm Centímetro

C, D Coeficientes empíricos determinados experimentalmente

CBR Califórnia Bearing Ratio

CO Colúvio

CRD Constant Rate of Deformation

DNPM Departamento Nacional de Produção Mineral

e Índice de vazios

E Módulo de elasticidade

EL Elevação

et al. E outros

FEAM Fundação Estadual do Meio Ambiente

FF Formação Ferrífera

Fe Ferro

FS Fator de Segurança

FSBishop Fator de Segurança por Bishop (determinístico)

FSi Fator de Segurança fixado previamente

FSmax Fator de Segurança máximo

FSmédio Fator de Segurança médio por Monte Carlo (probabilístico)

FSmin Fator de Segurança mínimo

G Gnaisse

GPR Ground Penetrating Radar

h Hora

ha Hectare

xxi

H Horizontal

HCT Hydraulic Consolidation Test

IAEG International Association for Engineering Geology

ID Índice de Densidade

ISRM International Society for Rock Mechanics

k Coeficiente de permeabilidade

k0 Coeficiente de empuxo no repouso

kN Quilo Newton

km Quilômetro

km2 Quilômetro quadrado

kPa Quilo Pascal

LG Laboratório de Geotecnia

m Metro

m2 Metro quadrado

m3 Metro cúbico

mm Milímetro

Mm3 Milhões de metros cúbicos

MNA Medidor de Nível de Água

MP Grupo Piracicaba Indiviso

MPa Mega Pascal

Mt Milhões de toneladas

NA Nível de Água

NBR Norma Brasileira Registrada

P Fósforo

PDE Pilha de Disposição de Estéril

PZ Piezômetro

Q Quartzo

QF Quartzito Ferruginoso

QMX Quartzo Mica Xisto

QMX/QZ Quartzo Mica Xisto e Quartzito

QZ Quartzito

RMR Rock Mass Rating

RQD Rock Quality Designation

ru Percentual entre a poropressão u e a tensão geostática aplicada

xxii

ru = 0 Situação de fechamento e/ou desativação

ru ≠ 0 Situação de operação

s segundo

S Sul

S’ Saturação

SR Sondagens Rotativas testemunhadas

SRi Sondagens Rotativas não testemunhadas

Sump. CB3 Amostra de rejeitos totais

SX Sericita Xistos

ton Tonelada

u Poropressão

USA United States of America - Estados Unidos da América

UFV Universidade Federal de Viçosa

UnB Universidade de Brasília

V Vertical

W Oeste

w Umidade

wótima Umidade ótima

wL Limite de liquidez

wP Limite de plasticidade

x Direção horizontal

X Xisto

XT Xisto e Gnaisse do Grupo Nova Lima

XT II Xisto/Gnaisse (rocha sã) Indivisos do Grupo Nova Lima

y Direção vertical

γ Peso específico

γd Peso específico seco

γd max Peso específico seco máximo

γnat Peso específico natural

γs Peso específico dos sólidos

Ø Ângulo de atrito

Ø’ Ângulo de atrito efetivo

µm Micrômetro

υ Coeficiente de Poisson

xxiii

∆FS Desvio padrão em relação ao FSmédio

% Porcentagem 0 Grau

' Minutos

” Segundos

+ Compressão

- Tração

> Maior que

< Menor que

1

CAPÍTULO 1 ________________________________________________________

1. I�TRODUÇÃO

A Indústria Extrativa Mineral brasileira é bastante diversificada e segundo o Departamento

Nacional de Produção Mineral (DNPM, 2007), há pelo menos 55 minerais sendo explorados

atualmente no Brasil, cada qual com uma dinâmica de mercado específica.

Na década de 60 as mineradoras do Quadrilátero Ferrífero extraíam apenas minérios com

altos teores, o que limitava os taludes a cerca de 100 a 200 m de altura. Atualmente com o

avanço das técnicas de concentração e o alto valor do bem no mercado internacional, os

projetos e lavras em operação contemplam taludes de aproximadamente 400 m de altura.

Sabe-se que a mineração foi historicamente relevante como fator de atração de contingentes

populacionais para a ocupação do interior do território brasileiro e, ainda hoje, é um vetor

importante para o desenvolvimento regional, dada a rigidez locacional que a caracteriza, pois,

não se pode mudar o lugar que a natureza escolheu para as jazidas e seu impacto econômico

cresce na medida em que são identificadas minas em regiões de baixa densidade demográfica,

com atividades produtivas pouco diversificadas.

O empreendimento mineral, ao contrário do que o senso comum faz parecer, é intensivo em

capital e demandante de mão-de-obra altamente qualificada. Não raramente, esta tem que ser

treinada/formada pela própria empresa de mineração contratante, o que significa para ela

internalizar custos de capacitação.

O desenvolvimento de uma área até o início da exploração (quando ocorre obedecendo às

regras de sustentabilidade) requer grande capacidade financeira própria ou acesso a linhas de

financiamento especiais por causa da presença de sunk costs (ou custos irrecuperáveis). Por

isto, boa parte dos mercados de substâncias minerais tende a oligopolização ou mesmo a

monopolização.

As atividades de mineração, em desenvolvimento intenso e crescente, têm propiciado um

aumento expressivo na geração de resíduos (estéreis e rejeitos), ocasionando uma necessidade

de maiores áreas para estocagem e/ou contenção destes resíduos. Portanto, a enorme demanda

2

por locais para dispor estes resíduos esbarra cada vez mais nas leis ambientais que a cada dia

ficam mais restritivas. Com todo esse cenário surge a necessidade de novas metodologias para

disposição de rejeitos e estéreis que ofereçam maior segurança e economia, além da

possibilidade de reaproveitamento de áreas já degradadas como cavas exauridas de minas,

remanescentes da extração de minério.

Nesse sentido, essa dissertação busca contribuir para que novas metodologias, como a

disposição compartilhada, possam ser aplicadas e que as novas estruturas sejam seguras para

que acidentes geotécnicos ligados à mineração não venham a acontecer com tanta freqüência

como os que serão descritos no item seguinte.

1.1 CO�TEXTO GERAL

No Brasil, as técnicas comumente adotadas para contenção de estéreis e rejeitos de mineração

consistem na disposição do estéril em pilhas e na implantação de grandes estruturas na forma

de barragens ou diques para disposição do rejeito.

O beneficiamento de enormes volumes de materiais para obtenção do minério de ferro tem

demandado a busca por técnicas alternativas de disposição, portanto, um método alternativo

para disposição de estéril e rejeito é necessário, surgindo então a disposição compartilhada.

O interesse em estudar este tema partiu do fato de que os métodos convencionais

correntemente utilizados para dispor estéril e rejeitos produzem estruturas associadas a um

longo período de responsabilidade com segurança e contra danos ambientais.

Como é de conhecimento geral, o foco principal dos empreendedores do setor mineral é a

redução de custos de transporte e disposição destes resíduos. Desta forma, o desenvolvimento

e aplicação de novas metodologias em projetos de engenharia mais aplicados às propriedades

dos rejeitos e estéreis implicam em melhorias nos métodos de disposição e pode representar

uma redução nos custos da disposição.

Segundo Wickland & Wilson (2005), pilhas de estéril são porosas e permitem o fluxo livre de

oxigênio na superfície exposta da rocha fresca, promovendo, quando estas estão associadas a

sulfetos, geração de drenagem ácida. Esta propriedade em escala global representa um

problema que demanda muitos bilhões de dólares para coleta e tratamento dos efluentes

ácidos. Em contrapartida, quando o fluxo no interior dos aterros não está associado ao

3

transporte de contaminantes, o principal problema ocorre com a estabilidade do mesmo, pois

as características hidráulicas são propriedades difíceis de serem estimadas para materiais com

grande variabilidade das propriedades físicas e químicas como os estéreis.

Já a disposição de rejeitos utilizando os métodos convencionais representa uma preocupação

constante, pois, pela alta porosidade e saturação, tendem a apresentar susceptibilidade à

liquefação. Rice em 2002, citado por Gama (2006), mostra que o rompimento de uma

barragem de rejeitos pode significar entre outros efeitos: perda de vidas humanas, dano

ambiental severo, impacto direto nos custos de produção da usina, imagem negativa da

empresa, responsabilidade legal e publicidade negativa instantânea.

A Tabela 1.1 apresenta alguns acidentes geotécnicos ocorridos na mineração mundial no

período de 1928 a 2008 e destacam-se nesta tabela três situações: 1) Situação da barragem

quando ocorre o rompimento: ativa ou inativa; 2) Tipos de incidentes: o incidente pode ser

uma falha (incidente de pequenas proporções) ou um acidente (incidente de grandes

proporções); 3) Causas dos incidentes: estrutural, erosão, fundação, galgamento, instabilidade

do talude, percolação, piping, subsidência da mina e terremoto.

Tabela 1.1 – Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos (Modificado – Tailings.info, 2009)

Data �ome da Mina e Localização

Situação da Barragem (no rompimento)

Tipo de Incidente

Causa do Incidente

1928 Barahona, Chile Ativa Falha Terremoto

1937 Simmer and Jack, África do

Sul Ativa Falha

Instabilidade do Talude

1939 Captains Flat Dump 6A,

Austrália Ativa Falha


1940 St. Joe Lead, Flat Missouri,

USA Ativa Falha Galgamento

1941 Kennecott, Garfield, Utah,

USA Ativa Falha


1942 Kennecott, Utah, USA Ativa Falha Fundação

1944 Hollinger, Canadá Ativa Falha Fundação

1948 Kimberley, BC, Canadá Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1951 Peace River, Flórida, USA Ativa Falha Percolação

1952 Alfaria River, Flórida, USA Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1952 Peace River, Flórida, USA Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1956 Grootvlei, África do Sul Ativa Falha Instabilidade do

Talude

4


(Continuação)



Tipo de Incidente

Causa do Incidente

1959 Union Carbide, Green River, Utah, USA

Ativa Falha Galgamento

1963 Utah construction, Riverton,

Wyoming, USA Ativa Acidente Galgamento

1965 Bellavista, Chile Ativa Falha Terremoto

1965 Cerro Blanco de Polpaico,

Chile Ativa Acidente Terremoto

1965 Cerro Negro No 1, Chile Inativa Acidente Terremoto

1965 Cerro Negro No 2, Chile Inativa Acidente Terremoto

1965 Cerro Negro No 3, Chile Ativa Falha Terremoto

1965 El Cerrado, Chile Inativa Acidente Terremoto

1965 El Cobre New Dam, Chile Ativa Falha Terremoto

1965 El Cobre Old Dam, Chile Ativa Falha Terremoto

1965 El Cobre Small Dam, Chile Inativa Acidente Terremoto

1965 Hierro Viejo, Chile Ativa Falha Terremoto

1965 La Patagua, New Dam,

Chile Ativa Falha Terremoto

1965 Los Maquis No 1, Chile Inativa Acidente Terremoto

1965 Los Maquis No 3, Chile Ativa Falha Terremoto

1965 N’yukka Creek, USSR Ativa Acidente Fundação

1965 Ramayana No 1, Chile Ativa Falha Terremoto

1965 Sauce No 1, Chile Ativa Acidente Terremoto

1965 Sauce No 2, Chile Inativa Acidente Terremoto



1965 Tymawr, Reino Unido Ativa Falha Galgamento

1965 Idaho, USA Ativa Acidente Instabilidade do

Talude

1966 Derbyshire, Reino Unido Inativa Falha Fundação

1966 Texas, USA Ativa Falha Percolação

1966 Williamthorpe, Reino

Unido Ativa Falha Galgamento

1966 Williamthorpe, Reino

Unido Ativa Falha Fundação

5


(Continuação)



Tipo de Incidente

Causa do Incidente

1968 Hokkaido, Japão Ativa Falha Terremoto

1968 IMC K-2, Saskatchewan,

Canadá - -

Subsidência da Mina

1968 Stoney, Middleton, Reino

Unido Ativa Falha


1970 Heath Steele, Brunswick,

Canadá Ativa Acidente Fundação

1970 Maggie Pye, Reino Unido Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1970 Mulfilira, Zâmbia Ativa Falha Subsidência da

Mina

1970 Park, Reino Unido Ativa Falha Galgamento

1970 Portworthy, Reino Unido Ativa Falha Estrutural

1970 Mississipi, USA Ativa Acidente Galgamento

1971 Pinchi Lake, Canadá Ativa Acidente Erosão

1971 Western Nuclear, Jeffrey City, Wyoming, USA

Ativa Falha Estrutural

1972 Galena Mine, Idaho, USA Ativa Acidente Erosão

1972 Ray Mine, Arizona, USA Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1973 Earth Resources, Ativa Falha Galgamento

1973 Ray Mine, Arizona, USA Ativa Acidente Instabilidade do

Talude

1974 Bafokeng, África do Sul Ativa Falha Percolação

1974 Berrien, França Ativa Falha Percolação

1974 Deneen Mica Yancey

Country, Carolina do Norte, USA

Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1974 Galena Mine, Idaho, USA Ativa Falha Erosão

1974 GCOS, Alberta, Canadá Ativa Acidente Instabilidade do

Talude

1974 Silver King, Idaho, USA Ativa Falha Galgamento

1974 Canaca, México Ativa Falha Galgamento

1974 Mississipi, USA Ativa Acidente Fundação

1975 Cadet No 2, Montana, USA Ativa Acidente Instabilidade do

Talude

1975 Carr Fork, Utah, USA Ativa Falha Estrutural

1975 Dresser No 4, Montana,

USA Ativa Falha Fundação

6


(Continuação)



Tipo de Incidente

Causa do Incidente

1975 Madjarejo, Bulgária Ativa Falha Estrutural

1975 Mike Horse, Montana, USA Inativa Falha Galgamento

1975 Green River, Wyoming,

USA - -


1975 PCS Rocanville,

Saskatchewan, Canadá - -


1976 Dashihe, China Ativa Acidente Terremoto

1976 Kerr-McGee, Churchrock,

Novo México, USA Ativa Falha Fundação

1976 Idaho, USA Ativa Acidente Instabilidade do

Talude

1976 Zlevoto No 4, Yugoslávia Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1977 Homestake, USA Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1977 Madison, Missouri, USA Ativa Falha Galgamento

1977 Hernando, Flórida, USA Ativa Acidente Fundação

1977 Western Nuclear, Jeffrey City, Wyoming, USA


Talude

1978 Arcturus, Zimbaboe Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1978 Hirayama, Japão Inativa Acidente Terremoto

1978 Mochikoshi No 1, Japão Ativa Falha Terremoto

1978 Mochikoshi No 2, Japão Ativa Falha Terremoto

1978 Norosawa, Japão Inativa Acidente Terremoto

1978 Syncrude, Alberta, Canadá Ativa Acidente Fundação

1979 Incident No 1, Elliot, Ontário, Canadá

- - Subsidência da

Mina

1979 Suncor E-W Dike, Alberta,

Canadá Ativa Acidente


1979 Union Carbide, Uravan,

Colorado, USA Ativa Acidente


1979 United Nuclear,

Churchrock, Novo México, USA

Ativa Falha Fundação

1980 Kyanite Mining, Virginia,

USA Ativa Acidente Galgamento

1980 Phelps-Dodge, Tyrone, Novo México, USA


Talude

1980 Sweeney Tailings Dam,

Longmont, Colorado, USA Ativa Falha Percolação

1981 Balka Chuficheva, Rússia Ativa Falha Instabilidade do

Talude

7


(Continuação)



Tipo de Incidente

Causa do Incidente

1981 Texasgulf No 1 , Beaufort, Carolina do Norte, USA

Ativa Acidente Instabilidade do

Talude

1982 No 3Tailings Pond, Sipalay,

Luzon, Filipinas Ativa Falha Fundação

1982 Royster, Flórida, USA Ativa Falha Fundação

1983 Clayton Mine, Idaho, USA Ativa Acidente Estrutural

1983 Golden Sunlight, USA - - Subsidência da

Mina

1983 Grey Eagle,Califórnia, USA - - Subsidência da

Mina

1984 Battle Mt. Gold, Nevada,

USA Ativa Acidente


1984 Mirolubovka, Sul da

Ucrânia Ativa Falha


1984 Texasgulf 4B Pond, Beaufort, Carolina do

Norte, USA Ativa Acidente


1984 Virginia Vermiculite, Louisa, Virgínia, USA

Ativa Falha Estrutural

1985 Bonsal, Carolina do Norte,

USA Ativa Falha Galgamento

1985 Cerro Negro No 4, Chile Ativa Falha Terremoto

1985 El Cobre No 4, Chile Ativa Acidente Terremoto

1985 La Belle, Pensilvânia, USA Ativa Acidente Fundação

1985 Marga, Chile Inativa Falha Galgamento

1985 Ollinghouse, Nevada, USA Ativa Falha Percolação

1985 Stava, Norte da Itália Ativa Acidente Instabilidade do

Talude

1986 Big Four, Flórida, USA Ativa Acidente Estrutural

1986 Fernandinho, Brasil Ativa Acidente Instabilidade do

Talude

1986 Itabirito, Brasil Ativa Falha Estrutural

1986 Mineral King, Canadá Inativo Falha Galgamento

1986 No 3Tailings Pond,

Mankayan, Luzon, Filipinas Ativa Falha Estrutural

1986 Pico de São Luiz, Brasil Ativa Falha Erosão

1986 Rossarden, Tasmânia Inativa Falha Galgamento

1986 Spring Creek Plant, Borger,

Texas, USA Ativa Falha Galgamento

1986 Story’s Creek, Tasmânia Inativa Falha Galgamento

8


(Continuação)



Tipo de Incidente

Causa do Incidente

1987 Montana Tunnels, USA - - Subsidência da

Mina

1987 Xishimen, China Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1988 Jinduicheng, Shaanxi

Province, China Ativa Falha Galgamento

1988 TN Consolidated Coal No 1,

Tennessee, USA Ativa Acidente Estrutural

1988 Hernando, Flórida, USA Ativa Falha Galgamento

1988 Hernando, Flórida, USA Ativa Acidente Fundação

1988 Rain Starter Dam, Elko,

Nevada, USA - -


1989 Big Four, Flórida, USA Ativa Acidente Fundação

1989 Cyprus Thompson Creek,

Idaho, USA Ativa Acidente Percolação

1989 Silver King, Idaho, USA Ativa Acidente Galgamento

1989 Soda Lake, Califórnia, USA Ativa Acidente Terremoto

1989 Southern Clay, Tennessee,

USA Ativa Falha Percolação

1989 Stancil, Maryland, USA Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1991 Iron Dyke, Sullivan Mine,

Kimberley, Canadá Ativa Falha


1992 Kojkovac, Montenegro Inativa Acidente Erosão

1992 Maritsa Istok 1, Bulgária Ativa Falha Erosão

1992 No 2Tailings Pond, Padcal,

Luzon, Filipinas Ativa Falha Fundação

1992 Saaiplaas, África do Sul Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1993 Itogon-Suyoc, Baguio Gold District, Luzon, Filipinas

Ativa Falha Galgamento

1993 TD 7, Chingola, Zâmbia Ativa Falha Galgamento

1994 Amatista, Nazca, Peru Ativa Falha Terremoto

1994 Merriespruit, Virgínia

África do Sul Inativa Falha Galgamento

1994 Mineração Serra Grande, Crixas, Goiás, Brasil

Ativa Acidente Instabilidade do

Talude

1995 Golden Cross, Waitekauri Valley, Nova Zelândia

Ativa Falha Fundação

1995 Middle Arm, Launceston,

Tasmânia Ativa Falha Galgamento

1995 Placer Bay, Surigao del,

Filipinas Inativa Falha


9


(Continuação)



Tipo de Incidente

Causa do Incidente

1995 Riltec, Mathinna, Tasmânia Ativa Acidente Percolação

1995 Tailings dam No 1, Guiana Ativa Falha Erosão

1996 Marcopper, Ilha

Marinduque, Filipinas Ativa Falha Estrutural

1996 Sgurigrad, Bulgária Ativa Falha Instabilidade do

Talude

1998 Los Frailes, Sevilha,

Espanha Ativa Falha Fundação

2000 Aitik Mine, Gallivare,

Suécia Ativa Falha Erosão

2000 Baia Mare, Romênia Ativa Falha Estrutural

2000 Inez, EUA Ativa Falha Subsidência da

Mina

2000 Nandan, China Ativa Acidente Estrutural

2000 Mercês, Minas Gerais,

Brasil Ativa Falha Liquefação

2001 São Sebastião das Águas

Claras, Minas Gerais, Brasil Ativa Acidente


2002 Cobrex Mine 2, 3, 4, 5,

Chile Inativa Falha Galgamento

2002 Cobrex Mine, Chile Inativa Falha Galgamento

2003 Barcarena, Pará, Brasil Ativa Falha Percolação

2003 Cataguases, Minas Gerais,

Brasil Ativa Acidente “Piping”

2003 Cerro Negro , próximo a

Santiago, Chile Ativa Falha Erosão


2004 Caetité, Bahia, Brasil Ativa Falha Estrutural

2004 Pinchi Lake, Canadá Ativa Acidente Erosão

2006 Miraí, Minas Gerais, Brasil Ativa Falha Estrutural


2007 Leme, São Paulo, Brasil Ativa Falha Percolação

2007 Miraí, Minas Gerais, Brasil Ativa Falha Galgamento

2008 Congonhas, Minas Gerais,

Brasil Ativa Falha “Piping”

10

Por meio dos dados da Tabela 1.1 pode-se consolidar o total de incidentes ocorridos por

década desde 1928 até 2008 (Figura 1.1).

Figura 1.1 – Total de incidentes por década

Observa-se na Figura 1.1 que até 1988 o total de incidentes no mundo seguia uma tendência

crescente (↑), porém, a partir daí a tendência passou a ser decrescente (↓). Isto pode ser

explicado por um maior controle dos projetistas e das empresas ou uma menor divulgação dos

incidentes ocorridos neste período. No entanto, contrário a esta tendência está o Brasil, pois o

que se observa nos últimos anos é um aumento expressivo do número de incidentes, como

pode ser observado na Figura 1.1.

Portanto, visando prevenir estes incidentes, um método alternativo para disposição de estéril e

rejeito se faz necessário, surgindo então a proposta da disposição compartilhada que engloba a

manutenção das propriedades de resistência do estéril associadas com as propriedades

hidráulicas do rejeito, podendo vir a controlar grandes problemas como a drenagem ácida, a

instabilidade, a deformabilidade e a liquefação.

1.2 OBJETIVOS DA DISSERTAÇÃO

Os objetivos dessa dissertação são apresentados primeiro de uma maneira geral, explanando

apenas o que será feito de uma forma bem ampla, e no segundo tópico os objetivos

específicos serão mais detalhados enfocando o que se espera dos resultados.

11

1.2.1 OBJETIVO GERAL

O estudo propõe aplicar a metodologia de disposição compartilhada de rejeito e estéril

compatível com a realidade nacional, ou seja, sem a implantação de grandes estruturas que

demandem novos investimentos para realização da disposição. Essa metodologia servirá

como ferramenta para subsidiar a tomada de decisões relativas aos investimentos em áreas

para disposição de rejeitos e estéreis e até mesmo o aproveitamento de áreas já exploradas.

1.2.2 OBJETIVO ESPECÍFICO

O objetivo desse trabalho é analisar a estabilidade dos taludes com sua probabilidade de falha

e o grau de deformabilidade associados à disposição compartilhada de estéril e rejeito

depositados num mesmo local, porém, sem estarem previamente misturados. Nesse sentido,

propõe-se averiguar a implantação desse método alternativo de disposição que apresenta

segurança e melhor aproveitamento do espaço disponível para descarte de resíduos.

A metodologia será testada utilizando como estudo de caso a Cava da Mina do Cauê da

empresa Vale. Espera-se que os procedimentos de análise possam ser aplicados não só neste

estudo de caso, mas que a alternativa de disposição desses materiais possa ser generalizada

para outras situações.

1.3 ORGA�IZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO

Essa dissertação apresenta-se dividida em sete capítulos e cinco apêndices. No Capítulo 1 são

apresentadas algumas considerações gerais sobre mineração e sua interação com o meio

ambiente. São apresentados vários incidentes ocorridos na mineração a nível mundial, além

dos objetivos e o escopo do trabalho.

No Capítulo 2 encontra-se uma breve definição de estéril e de rejeito, além da revisão

bibliográfica sobre codisposição e disposição compartilhada de estéril e rejeitos.

No Capítulo 3 são apresentadas as características gerais que abordam aspectos relevantes

como localização da área de estudo, descrição da Mina do Cauê com suas unidades

litoestratigráficas e período produtivo da Mina. Além disso, são apresentadas também

12

descrições geológicas, geomecânicas e hidrogeológicas dos principais grupos que fazem parte

da formação da Mina.

No Capítulo 4 é apresentada uma compilação dos estudos existentes do sistema de disposição

compartilhada na Cava da Mina do Cauê. Nesta revisão aborda-se de uma maneira sucinta a

geração de rejeitos e estéreis oriundos da lavra, a caracterização dos rejeitos e dos estéreis,

enfocando os ensaios em laboratório e em campo, as análises de estabilidade dos taludes da

Cava da Mina para a situação de exaustão, explicando a metodologia adotada, parâmetros

geotécnicos e estudos de estabilidade já realizados.

No Capítulo 5 é apresentada a metodologia de análise, os cenários propostos para o estudo,

uma breve explicação sobre análise probabilística e a justificativa sobre a importância de se

fazer uma análise probabilística.

No Capítulo 6 são apresentados os parâmetros geotécnicos, a calibração do Método de Monte

Carlo e os resultados (comentados) das análises de estabilidade e tensão-deformação para o

novo alteamento da pilha de disposição de estéril, enfocando a junção dos novos estudos

àqueles anteriormente realizados. Os resultados da análise de estabilidade são apresentados

para duas situações, uma com lançamento só de estéril (ru ≠ 0) e a outra com lançamento de

enrocamento e estéril (ru = 0 e ru ≠ 0). E os resultados da análise de tensão-deformação são

apresentados para duas situações, uma em que o módulo de elasticidade do rejeito é único e

outra em que o módulo de elasticidade é variável e o rejeito está dividido em três zonas.

No Capítulo 7 são apresentadas as conclusões mais importantes deste trabalho, incluindo

sugestões para futuras pesquisas.

No Apêndice A são apresentadas as análises de estabilidade da Aba Oeste realizadas por Vale

(2002). O Apêndice B apresenta as análises de estabilidade, também da Aba Oeste, realizadas

por SPEC (2004). No Apêndice C são apresentadas as análises realizadas por RDIZ (2008),

também considerando a Aba Oeste em sua seção analisada. O Apêndice D apresenta uma

análise estatística dos dados de coesão e ângulo de atrito do estéril estudado por SBC (2005).

No Apêndice E são apresentados gráficos com a variação do módulo de elasticidade secante

50% versus índice de densidade, para o rejeito, e variação do módulo de elasticidade secante

50% versus índice de vazios, para o estéril.

13

CAPÍTULO 2 ________________________________________________________

2. DISPOSIÇÃO DE REJEITO E ESTÉRIL

A mineração é um conjunto de atividades relacionadas à extração econômica de bens minerais

da crosta terrestre que por sua vez geram modificações no meio ambiente devido às atividades

na lavra e decorrentes do beneficiamento do mineral. O processo de mineração gera

normalmente dois tipos de resíduos, o estéril e o rejeito que possuem origens e características

completamente distintas.

A disposição de rejeito e estéril é feita em geral de forma separada e aproveitando locais onde

não será realizado nenhum tipo de atividade minerária, ou em local onde já se explorou o

minério e após a exaustão da jazida faz-se o preenchimento da área com os resíduos gerados

durante o processo de exploração e/ou de beneficiamento. Porém, desde 1978, uma nova

alternativa de disposição vem sendo estudada e a mudança principal em relação ao método

convencional é que, ao invés de dispor os materiais separados, faz-se a mistura do rejeito com

o estéril para em seguida dispor os dois misturados ou dispõe os dois no mesmo local sem

misturar previamente. A seguir serão apresentadas as definições de estéril e rejeito, e alguns

estudos sobre codisposição e disposição compartilhada, que fazem parte do foco de estudo

dessa dissertação. Os métodos convencionais não serão detalhados nesse trabalho.

2.1 ESTÉRIL

De acordo com a Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT, 2006b), estéril é todo e

qualquer material não aproveitável economicamente, cuja remoção se torna necessária para a

lavra do minério.

O estéril, proveniente de uma camada de material sem valor comercial, se localiza acima do

mineral a ser explorado. Normalmente, o mineral não fica completamente exposto, podendo

ele estar parcialmente coberto com alguns pontos de afloramento ou totalmente coberto pelo

estéril. Este material possui origens distintas, podendo ser fruto da decomposição da rocha sã

14

do próprio minério, ser oriundo de rocha encaixante ou ter origem da sedimentação de

materiais distintos, proveniente de outros locais.

A retirada do estéril é realizada à medida que a mina avança, sendo o material estocado

geralmente em forma de pilha nos talvegues e encostas próximas à área da lavra. Mas pode

também ser disposto em antigas cavas de minas a céu aberto ou subterrâneas.

2.2 REJEITO

De acordo com a ABNT (2006a), rejeito é todo e qualquer material não aproveitável

economicamente, gerado durante o processo de beneficiamento de minérios.

O rejeito, diferentemente do estéril, não é encontrado na natureza no seu estado final, e sim é

fruto do beneficiamento do minério, sendo a parcela do mineral bruto que foi levado à

instalação de beneficiamento e após o tratamento, foi rejeitado como material de valor

comercial. O rejeito gerado será função direta do tipo de material explorado e do processo de

separação utilizado no decorrer do beneficiamento, que por sua vez é em função das

necessidades de mercado. No caso de utilização de hidrociclones, os rejeitos gerados são

classificados como underflow (partículas de maior massa e movimento descendente no

hidrociclone) e overflow (partículas de menor massa e movimento ascendente no

hidrociclone).

A disposição do rejeito pode ser feita em barragens, pilhas, deposição subterrânea e

preenchimento de cavas exauridas de mina a céu aberto.

2.3 CODISPOSIÇÃO E DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE

REJEITOS E ESTÉRIL

A definição dos termos codisposição e disposição compartilhada ainda não está totalmente

consolidada no meio acadêmico, porém, nessa dissertação procurou-se tratá-los da seguinte

forma: codisposição é a situação em que se mistura previamente os rejeitos ou o rejeito com o

estéril para em seguida dispor; disposição compartilhada é a situação em que os rejeitos ou o

rejeito e o estéril são dispostos num mesmo local, porém sem estarem previamente

misturados.

15

As técnicas comumente utilizadas para dispor tanto o estéril quanto o rejeito não envolvem a

mistura destes materiais, sendo ambos dispostos separadamente e muitas vezes sem o controle

necessário. Devido às enormes dificuldades de conseguir locais para descartar estes resíduos e

à grande variabilidade que cada um apresenta, principalmente os rejeitos finos que geralmente

têm baixa permeabilidade, Brawner em 1978, citado por Wickland et al. (2006), propôs a

técnica de misturar estéril e rejeito para em seguida fazer a disposição, surgindo assim a idéia

de codisposição em superfície.

Williams et al. (1992) publicaram resultados de um estudo relacionado ao método de

codisposição de resíduos de carvão por bombeamento onde a mistura era composta de rejeito

fino e rejeito granular, sem a presença de estéril. Segundo os mesmos autores, as principais

vantagens deste método de disposição são: a redução do volume total a ser disposto, o

aumento da estabilidade e trafegabilidade, o aumento do grau de saturação, limitando assim a

drenagem ácida, e a redução dos custos totais para disposição.

Dentre as desvantagens, uma está associada ao diâmetro máximo da partícula (0,10 m) a ser

misturada e bombeada. A outra é a segregação das partículas (Figura 2.1) durante o processo

de deposição (Morris & Williams, 1997), além do elevado custo para realizar a mistura.

Figura 2.1 – Diagrama do perfil de codisposição (Modificado - Morris & Williams, 1997)

Indraratna (1994) realizou uma caracterização geotécnica (ensaio de compactação, Califórnia

Bearing Ratio - CBR, ensaio triaxial, ensaio de permeabilidade, ensaio de compressão

simples e adensamento) de misturas de rejeitos de carvão utilizados na construção e em

trabalhos de reabilitação, todos segundo as normas técnicas. Estes estudos quantificaram as

principais características dos rejeitos finos e dos granulares, sendo classificado como rejeito

fino o material oriundo da célula de flotação e com dimensão de 100 a 500 µm, e como rejeito

granular o material oriundo do ciclone e com dimensão de 0,5 a 50 mm.

16

A eliminação de rejeito granular tem encontrado aplicações práticas na forma de lastro

ferroviário, como backfill para manter estruturas, na construção de aterros rodoviários, vias de

acesso para mina e barragens de rejeitos. No entanto, a eliminação de rejeitos finos tem sido

um problema assustador, principalmente no que diz respeito ao custo de desidratação. Por isso

a codisposição aparece como uma alternativa, visto que a mistura do material granular com o

fino apresenta propriedades geotécnicas superiores às propriedades dos materiais

individualmente, desde que seja respeitada a proporção da mistura que, neste caso, é 55% de

rejeito granular e 45% de rejeito fino, em massa (Indraratna, 1994).

Como principais conclusões deste estudo, Indraratna (1994) destaca: a redução da

permeabilidade (Figura 2.2) após a compactação, ou seja, há um preenchimento dos vazios do

material granular; peso específico seco máximo de 15,5 kN/m3 (Figura 2.3) com um índice de

vazios de 0,3, mostrando que o rejeito do carvão é relativamente leve e ótimo para utilização

em aterros rodoviários lançados sobre fundação compressível; o baixo peso específico dos

rejeitos não só permite fácil manuseio utilizando máquinas convencionais, mas também os

rejeitos podem ser compactado sobre uma gama de teores de umidade (10 a 14%) utilizando

rolos de borracha ou rolos de tambor de aço atingindo densidades superiores a 85% da

máxima densidade seca.

Figura 2.2 - Variação da permeabilidade com a porcentagem de rejeito granular (Modificado

– Indraratna, 1994)

17

Figura 2.3 – Variação do peso específico seco máximo com a porcentagem de rejeito granular

(Modificado – Indraratna, 1994)

Entretanto, a máxima densidade seca nem sempre coincide com o máximo valor de CBR.

Para os atuais rejeitos, valores aceitáveis de CBR (superior a 30%) para vias de acesso às

minas são obtidos a uma umidade ligeiramente menor que o teor de umidade ótima. Portanto,

pode-se concluir que a compactação dos rejeitos em campo abaixo da umidade ótima é

benéfica. A experiência em vários locais próximos a Wollongong, na Austrália, demonstrou

que valores de CBR superiores a 25% e compactados a 85-90% da densidade seca máxima

são suficientes para um bom desempenho da maioria das vias de acesso às minas (Indraratna,

1994).

A utilização de uma pequena quantidade de cimento Portland (2 a 5%) como um aditivo

melhora ainda mais a qualidade da mistura de rejeitos. Em particular, a permeabilidade, o

adensamento e a resistência ao cisalhamento. O efeito do cimento é refletido principalmente

na melhoria da coesão, e menor sobre o ângulo de atrito.

Contudo, é relevante notar que as propriedades dos rejeitos de uma mina podem variar

significativamente de um local para outro, dependendo da geologia que originou o carvão e da

eficiência do carvão vegetal. Por conseguinte, os resultados obtidos por Indraratna (1994) não

podem prever exatamente a resposta geotécnica de outros tipos de rejeitos produzidos em

outros países.

18

Vector (2002), com o objetivo de obter novas opções de disposição de rejeitos realizou

ensaios de laboratório e avaliações preliminares para manuseio de rejeito de mineração. O

princípio foi dispor os rejeitos e os estéreis separadamente e em conjunto em diversas

proporções com o propósito de caracterizar as propriedades geotécnicas dos materiais e

examinar como o material se comportaria em condições diferentes de disposição. A partir

destas avaliações, foram propostos três métodos de disposição compartilhada e um método de

codisposição apresentados a seguir. Neste estudo realizado por Vector (2002) não são

especificados a origem do rejeito nem a origem do estéril, portanto, os resultados devem ser

interpretados com cautela.

A Figura 2.4 apresenta o método de disposição compartilhada em que o rejeito é depositado

em pontos específicos da pilha de estéril. Este método consiste na formação de pequenas

lagoas e diques de contenção dentro do depósito, gerando pequenas camadas de rejeito na

pilha de estéril.

Figura 2.4 - Camadas de rejeito lançadas no depósito de estéril (Modificado - Vector, 2002)

A mistura do estéril e do rejeito em pasta antes da disposição é um método de codisposição

que pode ocorrer durante as atividades de processamento e transporte (caminhões e/ou

correias transportadoras), ou no próprio depósito de estéril, gerando um material

relativamente homogêneo. Este método é apresentado na Figura 2.5.

A Figura 2.6 e a Figura 2.7 apresentam o método de disposição compartilhada em que ocorre

a injeção dos rejeitos sob a forma de pasta, após seu desaguamento e espessamento,

19

diretamente no depósito de estéril através de furos de injeção. Este procedimento pode ser

realizado em furos inclinados (Figura 2.6) ou em furos verticais (Figura 2.7).

Figura 2.5 - Mistura de rejeito com estéril no topo do depósito (Modificado - Vector, 2002)

Figura 2.6 - Injeção de rejeito em furos inclinados no topo do depósito de estéril (Modificado

- Vector, 2002)

20

Figura 2.7 - Injeção de rejeito em furos verticais no topo do depósito de estéril (Modificado -

Vector, 2002)

Na Figura 2.8 é apresentado o método de disposição compartilhada onde o rejeito em

camadas finas é disposto diretamente no depósito de estéril, de maneira que o rejeito se

infiltre na pilha, até que ocorra sua secagem, para que, posteriormente, esta camada seja

novamente coberta com estéril. Cabe salientar que a interface de contato da camada de estéril

com a camada de rejeito pode ser um plano preferencial para que ocorra uma ruptura planar.

Figura 2.8 - Disposição de rejeito em camadas finas na face do depósito de estéril

(Modificado - Vector, 2002)

Com relação aos resultados dos ensaios de resistência realizados, Vector (2002) demonstrou

que altas proporções de estéril misturado com rejeito (4:1) apresentam elevado ângulo de

atrito interno e em casos de proporções mais baixas (2:1) o ângulo de atrito interno é

semelhante ao do rejeito disposto separadamente. A Figura 2.9 apresenta a variação do ângulo

de atrito para várias proporções de mistura estéril – rejeito e nota-se que o ponto

21

correspondente à proporção (4:1) não segue a tendência de acréscimo ou decréscimo do valor

do ângulo de atrito, devendo o mesmo ser melhor analisado.

Figura 2.9 - Variação do ângulo de atrito para várias proporções de mistura estéril - rejeito

(Modificado - Vector ,2002)

Já para os ensaios de permeabilidade, os resultados demonstraram que baixas proporções de

estéril misturado com rejeito (1:1) apresentam permeabilidade semelhante a dos rejeitos e, em

casos de proporções maiores (4:1), a permeabilidade é semelhante a do estéril granular. A

Figura 2.10 apresenta a variação da permeabilidade média para várias proporções de mistura

estéril - rejeito.

Figura 2.10 - Variação da permeabilidade média para várias proporções de mistura estéril -

rejeito (Modificado - Vector ,2002)

22

Para Martin et al. em 2002, citado por Figueiredo (2007), a codisposição de estéreis e rejeitos

envolve preferencialmente o estéril de granulometria mais grosseira sendo preenchidos os

vazios do mesmo com as partículas finas do rejeito.

Estes mesmos autores apontam que a principal vantagem da técnica de codisposição está

relacionada à melhoria das condições de resistência e drenabilidade do rejeito, além da

minimização da potencialidade de geração de drenagem ácida do estéril, quando este se

encontra associado a sulfetos. Entretanto, é apresentada como desvantagem, a necessidade de

um maior controle operacional destes depósitos, uma vez que variações nas quantidades de

rejeitos e estéreis podem comprometer a sua estabilidade.

Segundo Leduc & Smith (2003), o primeiro passo é avaliar separadamente os rejeitos e os

estéreis, e a partir desta análise determinar o seu uso na codisposição ou disposição

compartilhada. Após determinar a viabilidade de utilização, deve-se realizar ensaios variando

as porcentagens de cada material e a partir daí avaliar qual das proporções apresentou melhor

desempenho nas condições de drenabilidade, resistência, maior recuperação de água e

possibilidade de recuperação progressiva das áreas de disposição. A seguir são listados alguns

ensaios comumente utilizados:

� Resistência ao cisalhamento para diferentes proporções de mistura (traço), além dos

rejeitos e estéreis sozinhos;

� Granulometria do estéril;

� Granulometria e adensamento dos rejeitos;

� Permeabilidade para os rejeitos e diferentes proporções de mistura;

� Permeabilidade simulando várias profundidades de disposição e para diferentes

proporções de mistura;

� Compressão simples para os rejeitos misturados com cimento ou outro material

cimentante;

� Análise química dos materiais.

Uma observação importante sobre a realização destes ensaios é considerar o efeito escala,

pois os ensaios convencionais podem não representar uma situação real de campo,

principalmente quando se trata de estéril, que pode apresentar desde uma granulometria fina

até blocos de rocha.

23

Wickland & Wilson (2005) consideram que a codisposição de estéril e rejeito pode ajudar a

evitar problemas associados à disposição convencional, onde a manutenção da resistência do

estéril e a propriedade hidráulica do rejeito podem prevenir dois grandes problemas, que são a

drenagem ácida da pilha de estéril e a liquefação na barragem de rejeitos. Para tal conclusão,

avaliou-se o comportamento de três colunas contendo misturas em proporções variadas de

estéril e rejeito e uma coluna contendo somente estéril, sendo esta última utilizada como

parâmetro para controle. O comportamento só do rejeito foi simulado em laboratório através

de ensaios edométricos convencionais. Esta avaliação ocorreu durante um período de dois

anos onde monitoravam-se a drenagem, poropressão, adensamento e grau de saturação.

As conclusões de Wickland & Wilson (2005) são que a mistura apresenta adensamento e

consolidação mais rápido que o rejeito sozinho e a outra é que a mistura permaneceu saturada

devido à baixa permeabilidade, quando comparada com o estéril sozinho. A dissipação do

excesso de poropressão da mistura demorou de dois a trinta dias e próximo de 480 dias para a

coluna hipotética só com rejeito. A permeabilidade da mistura variou de 10-7 a 10-8 m/s, da

coluna hipotética de rejeito variou de 10-7 a 10-9 m/s e da coluna só com estéril foi 0,3 m/s.

Resumindo as conclusões, observou-se que: o grau de adensamento da mistura é semelhante

ao comportamento do estéril sozinho, cerca de 5 a 7% e a condutividade hidráulica da mistura

é semelhante ao comportamento do rejeito sozinho. Lembrando que estes resultados são

válidos para os materiais analisados, não podendo ser aplicados a outros materiais sem prévio

estudo (Wickland & Wilson, 2005).

Uma observação muito pertinente feita pelos autores Wickland & Wilson (2005) foi que a

maioria dos estudos de codisposição é feita de maneira muito empírica, exceto no caso de

mistura e posterior bombeamento dos rejeitos de carvão, pois Williams et al. (1992) já

estudam este tema há bastante tempo e a maioria dos trabalhos relacionados na literatura são

publicações de resultados destes autores e sua equipe da Universidade de Queesland.

Wickland et al. (2006) apresentam novos métodos de disposição que podem evitar os

problemas da disposição convencional onde cada material é disposto separadamente. A

Tabela 2.1 apresenta algumas formas de codisposição que são diferenciadas pelo grau de

mistura e método de disposição, onde cada um oferece alternativas com vantagens (drenagem

rápida, estabilidade e pequeno volume requerido para disposição) e desvantagens (segregação

dos finos e limite do tamanho da partícula a ser disposta) dependendo do material e área para

disposição.

24

Tabela 2.1 – Métodos de disposição (Modificado - Wickland et al., 2006)

Mistura Homogênea: estéril e rejeito são misturados de forma a ter uma massa homogênea

(método de disposição desconhecido)

Aumento do

grau de

mistura

Codisposição Bombeada: materiais granulares e finos são bombeados para o local da

disposição (ocorre segregação)

Codisposição em camadas: camadas alternadas de estéril e rejeito

O estéril é adicionado aos rejeitos na barragem

O rejeito é adicionado ao estéril na pilha

Estéril e rejeito são dispostos em alguma depressão (Disposição compartilhada)

Disposição separada: estéril em pilhas e rejeitos em barragens

Dentre as limitações práticas do estudo feito por Wickland et al. (2006) está a não realização

de ensaios de resistência, condutividade hidráulica, análise econômica de custo-benefício,

geoquímica, potencial de piping e sismicidade ou liquefação estática.

No Brasil os estudos sobre codisposição e disposição compartilhada ainda estão no início e

quase não há trabalhos publicados atestando a eficiência destes métodos. Contudo, Vale

(2008) relata a aplicação de técnicas de disposição compartilhada de estéril e rejeito em duas

cavas exauridas onde ocorria anteriormente a exploração de minério de ferro e destaca o

sucesso deste método como mais uma alternativa para disposição de resíduos gerados no

processo de extração de minério. Uma das cavas se localiza próximo a Belo Horizonte – MG,

Cava da Mina da Mutuca, e a outra no município de Itabira – MG, Cava da Mina do Cauê,

sendo a última objeto de estudo dessa dissertação.

25

CAPÍTULO 3 ________________________________________________________

3. CARACTERÍSTICAS GERAIS DA ÁREA DE ESTUDO

A Cava da Mina do Cauê está inserida na região do Quadrilátero Ferrífero e faz parte do

Complexo Minerador de Itabira que é explorado pela Empresa Vale. Fazem parte deste

complexo, além da Mina do Cauê, a Mina de Conceição a as Minas do Meio. A localização da

área de estudo, a descrição da mina e alguns aspectos sobre a geologia, geomecânica e

hidrogeologia da região da Mina do Cauê serão apresentados a seguir.

3.1 LOCALIZAÇÃO DA ÁREA

O Complexo Minerador de Itabira da Empresa Vale, localizado no município de Itabira - MG,

compõe com os sistemas Minas Centrais e Mariana o conjunto dos complexos mineradores do

Sistema Sul da Vale, sendo inseridos na região do chamado Quadrilátero Ferrífero do Estado

de Minas Gerais (Figura 3.1).

Figura 3.1 – Localização dos Complexos Mineradores do Sistema Sul da Vale (Vale, 2008)

26

Localizado no extremo norte da área, o Complexo Minerador de Itabira está inserido numa

área de aproximadamente 150 km2, delimitado pelos meridianos 43º 11’ 10” e 43º 18’ 38” W

e pelos paralelos 19º 34’ 00” e 19º 41’ 30” S. A área é drenada no sul pela bacia do Rio do

Peixe e no norte - noroeste pela Rio Tanque, ambos ligados à bacia do Rio Doce.

A Vale explora o Complexo Minerador de Itabira desde sua constituição na década de 40

(Figura 3.2), e o mesmo é composto por:

� Conjunto de cavas de mineração onde são executadas as operações de lavra a céu aberto

com a escavação de materiais estéreis (solos e rochas encaixantes) e extração de minérios

de ferro (hematitas e itabiritos). Estas cavas são contíguas e caminhando do Sul para o

Norte tem-se: Mina de Conceição, Minas do Meio (Corpo D, Periquito, Dois Córregos,

Onça e Chacrinha) e Mina do Cauê;

� Pilhas de Disposição de Estéril (PDE) onde são dispostos os materiais estéreis escavados

nas minas;

� Usinas de Tratamento de Minérios de Conceição e do Cauê para britagem, classificação e

concentração dos minérios de ferro escavados nas minas. Estas usinas estão situadas nas

extremidades do Complexo Minerador próximas às minas homônimas;

� Sistemas de Contenção de Rejeitos (rejeitodutos, estações de bombeamento e ciclonagem,

barragens e diques auxiliares) para disposição dos rejeitos resultantes dos processos de

tratamentos de minérios nas usinas de Conceição (Barragens de Conceição, Itabiruçu e

Rio do Peixe) e Cauê (Barragem Pontal);

� Barramentos (diques e barragens) para contenção de sedimentos erodidos das áreas de

lavra, acessos, áreas operacionais e principalmente pilhas de disposição de estéril.

Segundo Vale (2002) e RDIZ (2008), o relevo da região, a exemplo de grande parte do

Quadrilátero Ferrífero, apresenta-se bastante acidentado e montanhoso, tendo como feição

mais relevante a Serra de Itabiruçu. Seus pontos mais destacados eram os picos do Cauê, Dois

Córregos e Conceição, associados a grandes espessuras de minério de ferro, com altitudes

máximas, antes da atividade minerária, de quase 1.400 m. As porções mais baixas, com cotas

variando de 700 a 950 m, entre as quais se desenvolveu a cidade de Itabira, constituem

domínios de rochas gnáissicas.

A cidade de Itabira - MG está localizada a 80 km em linha reta, a nordeste de Belo Horizonte,

capital do Estado de Minas Gerais. O acesso é feito pelas rodovias BR-381 e MG-434, em um

27

percurso de 105 km. Itabira - MG é ligada a Vitória - ES pelas mesmas rodovias acima e pela

Estrada de Ferro Vitória-Minas, em um ramal de 540 km, por onde é escoada boa parte da

produção dos minérios de ferro do Quadrilátero Ferrífero.

Figura 3.2 – Pico do Cauê nos primeiros anos de extração (1942-1945) - (Vale, 2008)

3.2 DESCRIÇÃO DA MI�A DO CAUÊ

A Mina do Cauê está localizada na extremidade norte do Distrito Ferrífero de Itabira, na

porção nordeste do Quadrilátero Ferrífero.

As unidades litoestratigráficas que afloram na Mina do Cauê são as mesmas descritas para o

Distrito Ferrífero de Itabira, consistindo-se do Grupo Nova Lima (Supergrupo Rio das

Velhas), Grupos Piracicaba e Itabira (Supergrupo Minas), rochas básicas intrusivas e

depósitos de cobertura, tais como cangas e solo coluvionar (Vale, 2002).

De acordo com Geoconsultoria (2002), a Mina do Cauê foi lavrada com bancos de 15 m de

altura e, próximo da exaustão (Figura 3.3), mostrou um desnível máximo de cerca de 550 m,

com cota mais baixa igual a 700 m, no lado leste, e cota mais alta de 1245 m, no extremo

oeste.

28

Figura 3.3 – Cava da Mina do Cauê em 2002 (Vale, 2008)

No lado leste ocorre a cota aproximada de 900 m, a partir da qual a mina opera em cava.

Acima deste nível toda a drenagem de água escoa para fora dos limites da mina por gravidade

e abaixo desta cota toda a água de chuva ou de nascentes drena para o fundo, sendo removida

apenas por bombeamento.

A área de drenagem da mina em cava é da ordem de 1,8 milhão de m2 e a área total é de cerca

de 3,3 milhões de m2.

Os taludes finais na etapa de exaustão da mina, para o trecho em cava que interessa à

disposição do rejeito e do estéril, são representados basicamente por itabiritos e quartzitos

ferruginosos, com solo no lado sul, acima da cota 850 m, e xistos decompostos nas cotas mais

elevadas dos lados leste e norte. A oeste o contato dos rejeitos é com o depósito de estéril, a

ser formado de maneira concomitante (Vale, 2002).

A produção total de minério de ferro (Hematita e Itabirito) entre os anos de 1942 e 2004 pode

ser observada na Tabela 3.1, e a evolução da lavra é apresentada na Figura 3.4, destacando

que seu período mais produtivo ocorreu em meados dos anos 70 e início dos anos 80.

Aba Oeste

Aba �orte

Aba Sul

Aba Leste

29

Tabela 3.1 – Produção total de minério de ferro entre 1942 e 2004 (Vale, 2008)

PRODUÇÃO HEMATITA 472 Mt

ITABIRITO 689 Mt

ESTÉRIL 826 Mt

TOTAL 1987 Mt

-

5

10

15

20

25

30

35

40

45

1942 1946 1950 1954 1958 1962 1966 1970 1974 1978 1982 1986 1990 1994 1998 2002 2006

Milhões ton

Itabirito

Hematita

Figura 3.4 – Evolução da lavra durante o período de exploração – 1942 a 2004 - (Vale, 2008)

3.2.1 CO�TEXTO GEOLÓGICO

De acordo com Vale (2002), a Mina do Cauê está localizada na extremidade norte do

Sinclinal de Itabira. Essa estrutura se caracteriza por grandes dobramentos resultantes de

falhamentos de empurrão e transcorrências, que deram origem a essas grandes dobras, uma

das quais é precisamente a estrutura sinformal denominada por “Sinclinal Cauê”.

A estrutura mais proeminente na Mina do Cauê era o próprio Sinclinal Cauê, segundo o qual

amoldavam-se os litotipos dos Supergrupos Minas e Rio das Velhas.

O contato entre os Supergrupos Rio das Velhas e Minas era de natureza tectônica,

representada por zonas de cisalhamento dúcteis. A Foliação Principal, representada pelo

bandamento composicional, xistosidade e foliação milonítica, era a feição estrutural de maior

destaque. Os maciços rochosos encontravam-se afetados por fraturas, juntas, falhas

localizadas com superfícies polidas, dobramentos localizados e zonas de cisalhamento dúctil

oblíquas à foliação principal. Estas zonas de cisalhamento dúctil foram marcadas pelo

30

predomínio de tectônica transcorrente, tal como ocorria na Aba Norte estendendo-se pela

formação ferrífera a leste até esmaecer nos xistos do talude norte.

Os perfis de alteração intempérica na Mina do Cauê refletiam diferentes respostas ao

intemperismo químico por diferentes materiais com diferentes texturas. O grau de alteração

dos materiais aflorantes refletia a posição relativa à superfície topográfica original e a posição

em relação às unidades aquíferas. Também refletiam a anisotropia decorrente de controle

estrutural (Vale, 2002).

O domínio das rochas do Grupo Nova Lima, marcado pela heterogeneidade litológica e pelo

desenvolvimento da xistosidade, era caracterizado por um perfil de alteração serrilhado com

pontões de rocha menos alteradas emersos em meio a materiais mais intensamente

decompostos.

No domínio das rochas do Supergrupo Minas (Grupo Piracicaba e Formação Cauê), a

alteração intempérica se fez presente de forma mais homogênea até grandes profundidades, de

modo que nas áreas de ocorrência destas unidades a superfície escavada da cava exaurida era

dominada por materiais intensamente alterados.

A descrição do contexto geológico é parte do estudo feito por Vale (2002) para a avaliação

dos taludes da cava exaurida da Mina do Cauê e da região onde se desenvolveu a lavra. Esta

região era composta principalmente por solos coluvionares e depósitos de canga, e atualmente

está restrito a ocorrências no entorno da cava.

As Rochas Básicas Intrusivas apareciam com bastante freqüência afetando as rochas do

Supergrupo Minas e do Supergrupo Rio das Velhas, ocorrendo tanto como corpos

concordantes à estruturação dos demais litotipos, como corpos discordantes. Nos corpos

concordantes observava-se a foliação bastante persistente e penetrativa, enquanto que nos

corpos discordantes a foliação era menos desenvolvida. A alteração intempérica destes

litotipos resultou em materiais argilosos.

O Grupo Nova Lima (Supergrupo Rio das Velhas) era certamente o que apresentava maior

heterogeneidade quanto aos litotipos existentes, ocorrendo xistos diversos, tais como clorita

xistos, sericita xistos, xistos carbonáticos, xistos grafitosos e quartzo micaxistos, metacherts,

xistos gnaissificados, gnaisses e quartzitos.

31

Os clorita xistos de cor cinza esverdeados, menos alterados, definem o mais proeminente

talude da cava da Mina do Cauê que é o talude contínuo da Aba Oeste já apresentado na

Figura 3.3 e este é conformado segundo a geometria do Sinclinal Cauê.

Os materiais do Grupo Nova Lima, rochas e solos de alteração, ocorrem dominando as Abas

Norte, Oeste e Leste da cava exaurida.

A Formação Cauê (Grupo Itabira - Supergrupo Minas) dominava a porção central da cava e a

mesma consistia da formação ferrífera representada por itabiritos, hematitas e quartzitos

ferruginosos.

O Grupo Piracicaba (Supergrupo Minas) era representado por quartzitos micáceos e quartzo

micaxistos de aspecto filítico, ocorrendo como pacotes com predomínio de um determinado

litotipo, ou como sequências com intensa intercalação destes litotipos. Os materiais do Grupo

Piracicaba predominavam nos taludes da Aba Sul da cava exaurida. Os litotipos desta unidade

ocorriam intemperizados até grandes profundidades, abaixo da superfície de escavação final

da cava, estando representados por materiais friáveis (alteração dos quartzitos) ou argilosos

(alteração dos micaxistos).

3.2.2 CO�TEXTO GEOMECÂ�ICO

A descrição do contexto geomecânico também é parte do estudo feito por Vale (2002) em que

se realizou a avaliação dos taludes da cava exaurida da Mina do Cauê.

A abordagem geotécnica adotada para o modelamento geomecânico se fundamentou na

Descrição Geotécnica e Classificação Geomecânica de maciços.

A Descrição Geotécnica foi baseada nos métodos sugeridos pelo ISRM (International Society

for Rock Mechanics) e ajustados aos métodos da ABGE (Associação Brasileira de Geologia

de Engenharia) e aos critérios da Vale.

Os parâmetros adotados para descrição dos maciços foram o grau de alteração, grau de

resistência/coerência, grau de fraturamento, condições das fraturas e RQD (Rock Quality

Designation).

A Classificação de Maciços Rochosos foi adotada como critério de zoneamento para lidar

com a heterogeneidade dos maciços. Desta forma a classificação de maciços rochosos foi

32

utilizada para definir porções do maciço com características geológicas–geomecânicas

similares.

Vale (2002) fez uma adaptação ao esquema básico de Classificação RMR (Rock Mass Rating)

proposto por Bieniawski (1976) acrescendo particularidades dos maciços rochosos em zonas

de clima tropical (Tabela 3.2 e Tabela 3.3). O esquema original proposto por Bieniawski

(1976) foi adaptado de forma a incluir a Classe de Maciço VI, que objetiva representar os

maciços rochosos compostos por saprólito ou solo estruturado coesivo, rijo a duro bastante

expressivos nas minas do Complexo de Itabira. Alterou-se também na Tabela 3.2 o intervalo

RMR que caracteriza cada classe de maciço e na Tabela 3.3 excluiu-se o parâmetro água.

Portanto, estas tabelas podem ser utilizadas, mas lembrando que não são as tabelas propostas

originalmente por Bieniawski (1976).

Tabela 3.2 – Classes de Maciço baseada em Bieniawski (1976) – (Vale, 2002)

CLASSE I II III IV V VI

RMR 100 - 80 80 - 60 60 – 40 40 - 30 30 – 0 -

TERMO

DESCRITIVO

Muito bom Bom Regular Pobre Muito pobre Solo coesivo

Very good Good Fair Poor Very poor Stiff soil

Tabela 3.3 – Parâmetros para Classificação (RMR), Bieniawski (1976) – (Vale, 2002)

1

Resistência da rocha intacta

Compressão Puntiforme

> 8 MPa 4-8 MPa 2-4 MPa 1-2 MPa Utilizar ensaio de compressão

simples Resistência à Compressão Simples

> 200 MPa 100-200 MPa 50-100 MPa 25-50 MPa 10-25 MPa 3-10 MPa 1-3 MPa

Peso Relativo

15

12 7

4

2 1 0

2 R.Q.D.% 90-100 75-90 50-75 25-50 < 25

Peso Relativo 20 17 13 8 3

3 Espaçamento de Fraturas > 3 m 1 - 3 m 0,3 - 1 m 50-300 mm < 50 mm

Peso Relativo 30 25 20 10 5

4

Condições das Fraturas

Superfícies muito rugosas. Não contínuas.

Fechadas. Paredes duras.

Superfícies pouco rugosas. Separação <1 mm.

Paredes duras.

Superfícies pouco rugosas. Separação <1 mm. Paredes moles.

Superfícies estriadas ou preenchi-mento

<5 mm ou abertura 1-5 mm. Fraturas contínuas.

Preenchimento mole >5 mm ou

abertura >5 mm. Fraturas contínuas

33

3.2.3 CO�TEXTO HIDROGEOLÓGICO

A descrição do contexto hidrogeológico é também parte do estudo feito por Vale (2002) para

a avaliação dos taludes da cava exaurida da Mina do Cauê.

As unidades hidrogeológicas regionais definidas por Sobreiro Neto et al. (2000), citado por

Vale (2002), no Distrito Ferrífero de Itabira são válidas para a Mina do Cauê e a Formação

Cauê (formação ferrífera).

O Grupo Nova Lima constitui predominantemente aquicludes (maciços rochosos alterados

menos permeáveis), e subordinadamente aquíferos descontínuos representados por metacherts

e quartzitos, e em zonas fraturadas nos maciços rochosos menos alterados. Neste domínio, as

unidades aquíferas descontínuas foram confinadas por barreiras hidráulicas, constituídas por

litotipos de baixa permeabilidade, e responderam pelas inúmeras surgências de água

detectadas nos taludes.

Durante a fase de operação da Cava da Mina do Cauê existia uma bateria de poços para

rebaixamento do nível de água com o objetivo de permitir a lavra em cava abaixo do nível de

água natural. No entanto, com a exaustão da Mina do Cauê, a operação das baterias de

rebaixamento existentes foi interrompida.

As interpretações dos níveis piezométricos na mina do Cauê levou Vale (2002) às seguintes

conclusões:

� O Grupo Itabira (Formação Cauê) e o Grupo Piracicaba, predominantemente quartzítico,

constituem uma única unidade hidrogeológica, respondendo conjuntamente ao

rebaixamento de nível de água provocado pelas baterias de poços. As rochas intrusivas

neste contexto resultam na compartimentação do aquífero, de modo que a distribuição das

baterias de poços buscou equalizar o rebaixamento nos diferentes compartimentos.

� Os níveis de água no domínio do Grupo Nova Lima não são afetados pelos poços de

rebaixamento na formação ferrífera.

Segundo o entendimento de Vale (2002), considerando as premissas do sistema de disposição

de rejeitos, foi prevista a ocorrência da recuperação lenta e gradual dos níveis de água no

aquífero Cauê com a formação de um lago, cuja profundidade é regulada pela operação de

captação de água na cava para abastecimento da usina.

34

CAPÍTULO 4 ________________________________________________________

4. CO�SOLIDAÇÃO DOS ESTUDOS EXISTE�TES DO SISTEMA DE

DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA �A CAVA DA MI�A DO CAUÊ

Esse capítulo apresenta uma consolidação de todos os estudos já realizados para o sistema de

disposição compartilhada na Cava da Mina do Cauê da empresa Vale, onde se lançou estéril

na Aba-Oeste e rejeito na Aba-Leste. De acordo com a equipe de Geotecnia/Itabira da

Gerência de Geotecnia e Hidrogeotecnia da Vale, os estudos para disposição compartilhada de

estéril (Aba Oeste) e rejeitos (Aba Leste) na cava exaurida da Mina do Cauê iniciaram-se em

2000 e foram desenvolvidos por Geoconsultoria e ECAD, onde considerava a altura final da

pilha de estéril (175 m) posicionada na cota de elevação 945 m e a altura final da camada de

rejeito (160 m) posicionado na cota de elevação 870 m.

SPEC (2004) realizou o projeto executivo ampliando a Pilha de Disposição de Estéril (PDE) –

Aba Oeste da cota de elevação 825 m (que já estava licenciada junto à FEAM – Fundação

Estadual do Meio Ambiente) à cota de elevação 945 m, mantendo a altura final da pilha de

estéril com 175 m e aumentando a altura final da camada de rejeito para 170 m.

RDIZ (2008) realizou estudos de estabilidade que tiveram como objetivo subsidiar o projeto

de alteamento da PDE - Aba Oeste para a cota de elevação 1100 m, aumentando a altura final

da pilha de estéril para 330 m e mantendo a altura final da camada de rejeito em 170 m.

No decorrer deste capítulo será apresentada uma consolidação dos três estudos já realizados,

lembrando que estes estudos serviram de base para o desenvolvimento dessa dissertação.

4.1 GERAÇÃO DE REJEITOS E ESTÉREIS ORIU�DOS DA LAVRA

O Complexo do Cauê, localizado no município de Itabira – MG, compreende a lavra da Mina

do Cauê e de outras como as Minas do Meio, contíguas à primeira, e as instalações de

beneficiamento do minério de ferro em uma usina de concentração localizada na Mina do

Cauê. Da usina resultam dois fluxos: um concentrado de minério de ferro (produto), que é

35

carregado em vagões e exportado, e os rejeitos e as lamas que são descartados na forma de

polpa (sólidos + água) com um teor de sólidos de 50 a 55%.

Os rejeitos são gerados nas operações de separação magnética (separadores Jones), flotação e

jigagem, além das lamas da ciclonagem. Estas lamas classificam-se granulometricamente

como siltes e os rejeitos como areia fina, pouca siltosa.

Pelo planejamento da empresa, a cava exaurida da Mina do Cauê é destinada a disposição

compartilhada de estéril oriundo do processo de lavra das Minas do Meio e rejeitos da Usina

de Concentração do Cauê, além de captação de água a ser reutilizada nos processos industriais

(SPEC, 2004).

Segundo dados disponíveis por SPEC (2004) os estudos anteriores apontaram que o volume

total da cava até a cota 895 m era da ordem de 124 milhões de m3, sendo nesta ocasião

prevista a disposição conjunta de 59 milhões de m3 de rejeitos e 65 milhões de m3 de estéril.

Pela análise preliminar da geometria da mina, como já apresentado na Figura 3.3, e sua

relação com a usina do Cauê e com as Minas do Meio, a melhor opção foi depositar o estéril

no lado oeste, no sentido do nariz do sinclinal, e os rejeitos na porção leste, onde a base da

mina atingiu cotas mais baixas (Geoconsultoria, 2002). A disposição de estéril foi

concomitante à disposição de rejeitos, de forma que a pilha foi contrapilhada pelo rejeito

sedimentado gradualmente ao enchimento da cava.

Esta distribuição foi assumida considerando o fato de que é mais fácil depositar o estéril na

parte mais elevada da mina (Aba Oeste), reduzindo-se a distância de transporte, e a parte

baixa (Aba Leste) é mais favorável para acumulação de rejeitos e água e, também, mais

próxima da usina, tanto para receber os rejeitos como para bombear a água recirculada, apesar

da maior diferença de cota.

4.2 CARACTERIZAÇÃO DOS REJEITOS

Para a realização dos estudos de caracterização foram coletadas amostras de rejeitos visando

especialmente estudar as suas características de adensamento, mediante ensaios especiais de

laboratório e posterior aplicação dos parâmetros em modelo numérico para simulação do

enchimento da cava. Com esta finalidade, foram coletadas três amostras junto às instalações

de ciclonagem no reservatório da Barragem do Pontal, sendo elas: amostra de rejeitos totais

36

(denominada no relatório de ensaios Sump.CB3); underflow e overflow (Geoconsultoria,

2002).

Vale ressaltar que o hidrociclone, no caso específico dos rejeitos de minério de ferro, não

consegue separar com eficiência o material granulometricamente, uma vez que existem

partículas de ferro de menor diâmetro com massa equivalente a partículas de solo de diâmetro

consideravelmente maior. Entretanto, mesmo apresentando esta deficiência para realizar a

separação, o hidrociclone foi utilizado para separar as amostras coletadas.

Tanto as amostras de rejeitos totais, como também o overflow da ciclonagem, englobam a

lama. A coleta dessas amostras considerou as possibilidades de disposição dos rejeitos totais

misturados, como também a sua eventual ciclonagem e disposição separadamente do

underflow e overflow. Considerou-se, por outro lado, que a eventual ciclonagem para

disposição na cava não diferiria substancialmente da ciclonagem na Barragem do Pontal, daí a

representatividade das amostras coletadas na barragem.

As amostras coletadas foram enviadas ao Laboratório de Geotecnia da Universidade Federal

de Viçosa (UFV), onde foram submetidas a ensaios de granulometria, densidade dos grãos e

índice de vazios máximo e mínimo, segundo as prescrições da ABNT, para determinação das

suas características gerais. A seguir são apresentados, de forma resumida, os resultados dos

ensaios de caracterização (Figura 4.1 e Tabela 4.1).

0102030405060708090

100

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10

Diâmetro dos grãos (mm)

Percentagem que passa (%)

Undeflow Sump. CB3 Overflow

Figura 4.1 - Curvas granulométricas das amostras ensaiadas (Geoconsultoria, 2002)

37

De acordo com as curvas granulométricas apresentadas acima, as percentagens de material

que passa na peneira de 0,075 mm são: 30% para amostras coletadas no underflow, 47% para

amostras do Sump. CB3, e 80% para as amostras relativas ao overflow.

Tabela 4.1 – Peso específico dos sólidos e índices de vazios (Geoconsultoria, 2002)

Material Peso específico dos

sólidos (k�/m3) Índice de Vazios Mínimo Índice de Vazios Máximo

Sump. CB3 32,52 0,50 1,04

Underflow 32,54 0,63 1,04

Overflow 33,48 0,91 1,70

Para a determinação das características de compressibilidade e permeabilidade foram

realizados ensaios edométricos do tipo CRD (Constant Rate of Deformation) para os materiais

mais grosseiros (rejeitos totais e underflow) e HCT (Hydraulic Consolidation Test) para o

material fino (overflow). Face à dificuldade de obtenção correta dos parâmetros de

permeabilidade a partir dos ensaios edométricos, as amostras de rejeitos foram submetidas a

ensaios com bomba de fluxo para essa determinação. Os ensaios foram realizados no

LG/UFV (Laboratório de Geotecnia/Universidade Federal de Viçosa) e por serem ensaios

não-convencionais os mesmos não possuem normas padronizadas. Detalhes dos equipamentos

utilizados nos ensaios edométricos podem ser vistos na Figura 4.2 e Figura 4.3.

Figura 4.2 – Equipamento utilizado no ensaio CRD (Geoconsultoria, 2002)

38

Figura 4.3 – Equipamento utilizado no ensaio HCT (Geoconsultoria, 2002)

Estes ensaios buscaram primordialmente definir as relações tensão efetiva x índice de vazios e

coeficiente de permeabilidade x índice de vazios, as quais serviram de base para a simulação

do adensamento dos rejeitos na cava.

Os gráficos resultantes são resumidos na Figura 4.4 e Figura 4.5, para as amostras ensaiadas

de underflow, overflow e rejeitos totais (Sump.CB3). A Figura 4.4 apresenta o valor de índice

de vazios máximo de 2,6 e na Tabela 4.1 o valor máximo do índice de vazios é 1,7. Esta

diferença pode estar associada ao método de obtenção de cada resultado, visto que na Figura

4.4 há uma extrapolação dos dados para tensões efetivas muito baixas.

Na Figura 4.5 há uma grande variação do coeficiente de permeabilidade, chegando a variar

três ordens de grandeza. Esta variação pode estar associada à sensibilidade do material e ao

método de ensaio (CRD e bomba de fluxo), indicando que para um mesmo índice de vazios o

material pode se comportar diferentemente em termos de fluxo.

Os ensaios edométricos tipo CRD e HCT forneceram, a partir de valores discretos obtidos

durante os ensaios e, posteriormente, ajustados por uma função, a relação de permeabilidade

válida para um amplo espectro de índices de vazios.

39

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000

Tensão efetiva (kPa)

Índice de vazios

CRD-Underflow CRD-Sump. CB3 HCT-Overflow

Figura 4.4 – Curvas de compressibilidade obtidas para os rejeitos ensaiados (Geoconsultoria,

2002)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

1.0E-10 1.0E-09 1.0E-08 1.0E-07 1.0E-06 1.0E-05 1.0E-04

Permeabilidade (m/s)

Indice de Vazios

Sump3 (CRD e Bomba de Fluxo) Underflow (CRD e Bomba de Fluxo) Overflow (HCT)

Figura 4.5 – Curvas de permeabilidade obtidas para os rejeitos ensaiados (Geoconsultoria,

2002)

Considerando os ensaios HCT para o overflow e os dois pontos obtidos nos ensaios de bomba

de fluxo para o underflow e rejeitos totais, o resultado foi o gráfico da Figura 4.6.

40

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

1,E-10 1,E-09 1,E-08 1,E-07 1,E-06 1,E-05 1,E-04 1,E-03

Permeabilidade (m/s)

Índice de vazios

HCT-Overflow HCT-Sump. CB3 Bomba de Fluxo

HCT-Underflow Bomba de fluxo Bomba de fluxo

Figura 4.6 – Curvas de Permeabilidade obtidas com os ensaios HCT e de bomba de fluxo

(Geoconsultoria, 2002)

A análise do ensaio HCT com bomba de fluxo foi feita através de um algoritmo de estimativa

baseado no método de Gauss-Newton acoplado à técnica de busca linear. O principal objetivo

desse algoritmo é a minimização da soma dos quadrados das diferenças normalizadas entre os

dados experimentais e as previsões calculadas desses dados (Botelho, 2001).

Este algoritmo de estimativa foi proposto para determinar as relações constitutivas índice de

vazios x tensão efetiva e índice de vazios x permeabilidade através da obtenção dos

parâmetros constitutivos das funções de compressibilidade e de permeabilidade que modelam

essas relações.

Com base no gráfico da Figura 4.6, as curvas foram modeladas pela Equação 4.1:

k = C eD (Eq. 4.1)

onde: k = coeficiente de permeabilidade, em m/s

C, D = constantes

e = índice de vazios

O algoritmo é baseado em um esquema iterativo de cálculo. A eficiência da simulação

numérica do ensaio e a exigência de que somente dois parâmetros independentes precisem ser

determinados, são fatores que evitam que a análise da estimativa dos parâmetros possa

41

convergir para parâmetros constitutivos otimizados sem precisão. Uma análise completa de

qualquer conjunto de dados experimentais com o programa, usualmente, necessita de 3 a 20

iterações e pode ser realizado em poucos segundos em qualquer computador. Esta solução

numérica é muito precisa e sempre estável, independentemente do grau de não linearidade das

relações constitutivas de adensamento (Botelho, 2001).

Com base nos gráficos e nos resultados dos ensaios de permeabilidade, foram obtidos os

seguintes valores para as constantes C e D (Tabela 4.2), que substituídas na fórmula

permitiram avaliar o coeficiente de permeabilidade para um dado índice de vazios.

Tabela 4.2 – Valores C e D (Geoconsultoria, 2002)

Material C D

Sump. CB3 4,210 x 10-8 2,5892

Underflow 2,933 x 10-6 3,3324

Overflow 6,474 x 10-5 6,4259

Já o estudo de adensamento dos rejeitos na Cava da Mina do Cauê teve o objetivo de verificar

a capacidade do reservatório como também a recuperação de água. Para tanto foi utilizado o

Programa de Adensamento com Deformações Finitas (ADF), desenvolvido inicialmente por

Sado & Azevedo em 1990, citado por Geoconsultoria (2002), que considera o adensamento

unidimensional (vertical) dos rejeitos, com base na teoria das deformações finitas, a partir das

propriedades de compressibilidade, permeabilidade e das curvas cota x volume e cota x área

do reservatório. Para maior segurança, considerou-se que os rejeitos só adensassem pela face

superior, o que aumenta o tempo necessário ao adensamento. A curva cota x área foi ajustada

com uma função polinomial, como apresentado na Figura 4.7.

Figura 4.7 – Curva Área x Altura (Modificado - Geoconsultoria, 2002)

42

Com esta curva e a vazão de rejeitos foi simulado o enchimento da cava, resultando no gráfico

da Figura 4.8, que mostra as curvas de rejeitos e de água liberada em função do tempo.

A variação do índice de vazios com a profundidade, ao final da disposição dos rejeitos na

cava, considerando os resultados obtidos nos ensaios, é mostrada na Figura 4.9. Pode-se

observar que a variação do índice de vazios não é significativa para cerca de 170 m de

espessura de rejeitos, ou seja, o material é pouco compressível e, então, a parcela de água que

será expulsa pelo adensamento é pequena em comparação com a vazão de água liberada no

processo de sedimentação (Geoconsultoria, 2002).

0

50

100

150

200

250

0 5 10 15

Tempo (anos)

Altura (m)

Agua

Rejeito

Figura 4.8 – Variação da espessura do rejeito com o tempo (Geoconsultoria, 2002)

0

50

100

150

200

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20

Indice de Vazios

Cota (m)

Figura 4.9 – Variação do índice de vazios com a profundidade ao final de treze anos de

enchimento (Geoconsultoria, 2002)

43

A Figura 4.10 e Figura 4.11 apresentam, respectivamente, a variação da tensão efetiva e da

poropressão com a profundidade. Nesta última figura, percebe-se que ao final dos treze anos

ainda existe excesso de poropressões a ser dissipado, o que acarretaria numa diminuição da

espessura da camada.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 50 100 150 200 250

Tensao Efetiva (ton/m2)

Cota (m)

Figura 4.10 – Variação da tensão efetiva com a profundidade ao final de treze anos de

enchimento (Modificado - Geoconsultoria, 2002)

0

50

100

150

200

0 50 100 150 200 250

Poro-Pressao (ton/m2)

Cota (m)

U (Total)

U (Hidrostatico)

Figura 4.11 – Variação da poropressão com a profundidade ao final de treze anos de

enchimento (Modificado - Geoconsultoria, 2002)

Visando complementar a caracterização dos rejeitos lançados na cava da Mina do Cauê,

Geoestrutural (2002) realizou um estudo com o objetivo de avaliar a interação entre os

rejeitos gerados pela mineração e o meio hidrogeológico local, visando definir o seu impacto

Tensão Efetiva (kPa)

Cota (m

)

Poropressão (kPa)

Cota (m

)

44

nos solos, águas subterrâneas, águas superficiais e os riscos potenciais para o homem e o meio

ambiente.

O rejeito produzido na época do estudo e disposto na Barragem do Pontal era constituído por

uma mistura dos rejeitos produzidos nas plantas de tratamento de ouro (Au) e de ferro (Fe), e

os mesmos continham em sua composição resíduos dos reagentes, dos quais destacam-se:

aminas, amidos, cianeto, acetatos e éteres.

Nos processos de tratamento de ouro empregam-se produtos como: cianeto, soda e carvão. O

efluente líquido é adicionado ao rejeito da planta de tratamento de ferro, na proporção de

32m3/h do efluente para 1400m3/h do rejeito da planta da usina de concentração de ferro.

Já no processo de flotação do minério de ferro empregam-se como reagentes: soda, amina,

amido e poliacrilamida (floculante). A destinação final dos rejeitos foi a Barragem do Pontal,

cerca de 1700m3/h de polpa com cerca de 50 a 55% de sólidos.

Os minérios de ouro e ferro do Distrito Ferrífero de Itabira, além da sílica, continham os

seguintes metais: ouro, ferro, alumínio, magnésio, fósforo, titânio, cálcio e manganês.

A amostragem para ensaios constou da coleta de rejeitos do tratamento dos minérios em

vários pontos como definidos a seguir:

� Amostra R1, na saída da usina de beneficiamento do minério de Ouro;

� Amostra R2, na saída da usina de beneficiamento do minério de Ferro;

� Amostra R3 e R6, do rejeito, na Barragem do Pontal, a jusante dos diques;

� Amostra R4 e R5, do underflow e do overflow, a montante do ponto de lançamento.

As amostras de água superficial, representativas do extrato de saturação do rejeito, foram

coletadas a jusante dos diques e nos braços do reservatório, conforme descrito a seguir:

� Amostra A7, reservatório da Barragem do Pontal, braço 5;

� Amostra A8, reservatório da Barragem do Pontal, braço 6;

� Amostra A9, reservatório da Barragem do Pontal;

� Amostra A11, saída do reservatório da Barragem do Pontal, próximo à tulipa.

� Amostra A10, controle de qualidade, amostra duplicada da A9;

Infelizmente não se dispõe do mapa com a localização dos pontos de coleta, mas

Geoestrutural (2002) considerou as amostras representativas e apresenta na Tabela 4.3 os

45

resultados das análises químicas realizadas nos resíduos sólidos (massa bruta, solubilizado e

lixiviado) e conclui que:

� Em nenhuma das amostras foram identificadas aminas, éteres ou acetatos em

concentrações superiores ao limite de detecção do processo analítico empregado;

� A maioria das amostras apresentou composição padrão semelhante, não indicando

diferenciação induzida por processos secundários que possam ocorrer no decorrer do

tratamento ou disposição;

� Algumas anomalias detectadas foram pontuais e não apresentaram significados ambientais

relevantes. Elas relacionam-se ao alumínio (Al), sua concentração no solubilizado e

lixiviado foram maiores que na massa bruta e ao fósforo (P), cuja concentração foi

anômala no solubilizado da amostra R1;

� Ligeira tendência de nitrificação observada na massa bruta do rejeito não foi evidenciada

no solubilizado e lixiviado; e ligeira tendência de concentração de alguns dos elementos

analisados na massa bruta, dentre os quais: nitratos, cloretos, cianetos, fósforo, magnésio e

ferro;

� A tendência mais marcante de concentração na massa bruta foi de nitrato e ferro.

Geoestrutural (2002) apresenta na Tabela 4.4 os resultados das análises químicas realizadas

nos efluentes líquidos e conclui que:

� Em nenhuma das amostras foram detectadas: aminas, acetatos ou éteres;

� Observou-se ligeira tendência de concentração e de nitrificação dos elementos analisados

no sentido jusante do fluxo natural dos efluentes descartados;

� A Amostra A10, duplicada da A9, apresentou ligeira discordância para alguns elementos

analisados, particularmente: nitrato, cianeto, fósforo e manganês. Essas discordâncias não

possuem significado relevante para o resultado final, para o nível de diagnóstico do estudo

desenvolvido.

46

Tabela 4.3 – Análise química do rejeito (Geoestrutural, 2002)

Amostra Massa Bruta (mg/l) Solubilizado (mg/l) Lixiviado (mg/l)

R1 R2 R4 R5 R3 R6 R1 R2 R4 R5 R3 R6 R1 R2 R4 R5 R3 R6

Nitrato 2,72 0,84 0,02 1,07 4,32 3,08 0,0668 0,1370 0,1082 0,1293 0,1997 0,0650 0,2154 0,1785 0,0801 0,0890 0,1010 0,0600

Nitrito 0,75 0,46 0,78 0,49 0,44 0,88 0,1000 0,1100 0,0480 0,0500 0,0470 0,0540 0,1090 0,06500 0,0430 0,0520 0,0510 0,0400

Cloreto 30,10 29,40 19,10 31,90 36,90 45,80 4,0900 <1 1,0200 2,0400 2,0400 1,0200 1,0200 1,0200 1,0200 <1 <1 3,0700

Sulfato 26,06 9,38 11,11 22,47 37,18 42,20 ND 12,9400 2,7400 7,9400 4,4200 6,6100 10,3000 9,8400 9,4800 5,4600 10,6600 1,8600

Sílica 0,88 1,01 2,80 5,91 0,00 1,01 <0,1000 0,7000 1,6000 2,2000 1,4000 0,3000 0,8000 0,9000 1,1000 2,2000 1,0000 0,9000

Cianeto 0,02 0,02 0,04 0,04 0,06 0,18 <0,0010 <0,00 <0,00 <0,00 <0,0010 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,0

Sódio 9,54 5,78 7,73 6,91 11,12 5,77 0,0190 0,0330 0,0010 <0,00 0,0340 0,0240 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,0

Alumínio 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 3,2700 2,3000 1,5200 2,0200 4,7600 1,6500 2,0200 1,5200 1,4000 1,7700 2,3900 1,2700

Fósforo 0,02 0,02 0,04 0,05 0,06 0,06 0,4620 0,0120 0,0040 0,004 0,0190 0,0160 0,0030 0,0390 <0,00 <0,00 <0,00 0,00

Fosfato Total 0,05 0,05 0,12 0,15 0,18 0,18 1,4200 0,0350 0,0130 0,012 0,0580 0,0500 0,0090 0,1200 <0,00 <0,00 <0,00 0,00

Cálcio 109,30 141,20 110,70 137,70 143,87 127,78 5,1300 5,7200 4,9000 4,920 4,7100 4,4100 4,8800 4,6000 4,6600 5,9600 4,3500 4,0500

Magnésio 26,73 26,22 26,51 57,47 79,25 31,06 0,8400 0,7400 0,5900 0,6100 0,6200 0,6200 0,7200 0,6400 0,5600 0,7200 0,6900 0,5500

Ferro 95,93 112,60 371,70 276,20 469,36 871,10 1,8060 <0,00 <0,00 0,0210 0,2340 0,4110 0,0200 0,0420 0,0050 0,0150 0,0250 0,0100

Manganês 74,19 103,00 287,00 310,72 375,88 229,62 0,4020 0,0030 0,0020 0,0120 0,0510 0,0530 0,0510 0,0100 0,0240 0,0800 1,0580 0,0100

Cadmio 0,00 0,00 0,00 0,16 0,00 0,10 <0,0010 <0,00 <0,00 <0,00 <0,0010 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00

Aminas ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND

Acetatos ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND

Éteres ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND

47

Tabela 4.4 – Análise química do efluente líquido (Geoestrutural, 2002)

Amostras 07 (mg/l) 08 (mg/l) 09 (mg/l) 11 (mg/l) 10 (mg/l)

Nitrato 0,3890 0,8230 0,6520 1,1770 0,3860

Nitrito 0,0680 0,0490 0,0510 0,0630 0,0450

Cloreto 1,5400 1,0300 3,0800 3,0800 3,0800

Sulfato 1,9300 4,2000 27,2900 25,2100 26,7300

Sílica 2,3000 2,7000 3,3000 2,9000 3,4000

Cianeto 0,0020 0,0010 0,0020 0,0010 0,0110

Sódio 8,2300 4,6500 28,6900 19,7600 21,0400

Fósforo 0,0149 0,1835 0,0069 0,0003 0,0325

Fosfato 0,0460 0,5640 0,0210 0,0010 0,1000

Cálcio 2,9800 2,9500 4,2000 4,2600 4,9500

Magnésio 0,8800 0,8900 0,9600 0,9800 1,1300

Ferro 0,0020 0,3340 0,0090 0,0810 0,0210

Manganês <0,001 0,0130 0,0090 0,0080 0,2600

Cadmio <0,001 <0,001 <0,001 <0,001 <0,001

Aminas ND ND ND ND ND

Acetatos ND ND ND ND ND

Éteres ND ND ND ND ND

Portanto, a avaliação final feita por Geoestrutural (2002), conclui que: a) os reagentes

utilizados nas plantas de tratamento de minérios de Au e Fe da Mina do Cauê, nenhum deles

mantém-se persistente no rejeito disposto ou no efluente líquido gerado; b) as aminas e as

amidas foram totalmente biodegradadas e não sendo identificado nenhum vestígio de sua

presença ou de algum subproduto de sua degradação no processo de tratamento do minério ou

na barragem onde foram dispostos seus rejeitos.

Apesar da disponibilidade de vários resultados de ensaios de caracterização do rejeito, os

ensaios de resistência ao cisalhamento e triaxiais não constam nos relatórios disponibilizados

pela empresa, tornando-se necessário a adoção de alguns parâmetros utilizados por SPEC

48

(2004), RDIZ (2008) e a complementação destes parâmetros com dados obtidos de Presotti

(2002).

4.3 CARACTERIZAÇÃO DO ESTÉRIL

Os estudos de caracterização do estéril foram realizados em várias pilhas de disposição de

estéril que compõem o Complexo Minerador de Itabira. Esta medida foi necessária devido à

grande variabilidade e heterogeneidade dos materiais que compõem o estéril. Portanto, os

resultados apresentados correspondem às pilhas de Ipoema, Bangalô, Convap, Borrachudo,

Mangueira, Dinamitagem, Correia, Canga, Maravilha e Cauê.

Segundo estudo realizado por SBC (2005) para investigação das pilhas de estéril que

compõem o Complexo Minerador de Itabira, foram executados 21 furos de sondagens

rotativas com recuperação de testemunhos. Estas sondagens atravessaram os depósitos de

estéril e penetraram até 15 m nas fundações, onde foram instalados piezômetros em

profundidade de aproximadamente 5 m abaixo da interface com o depósito. Outros 24 furos

de sondagens foram executados pelo método rotativo ao lado das sondagens amostradas, mas

sem recuperação de testemunhos, cujo objetivo foi permitir a instalação de medidores de nível

de água no intervalo perfurado na pilha. Além das sondagens rotativas, foram executados 25

poços nas pilhas, ao lado das perfurações testemunhadas com objetivo de coletar amostras

indeformadas dos materiais que ocorriam com frequência mais elevada ao longo das

sondagens.

Foram executados aproximadamente 40 ensaios de caracterização dos parâmetros de

resistência em laboratório para amostras indeformadas obtidas nos poços, tendo sido realizado

ensaios de compressão triaxial adensado isotropicamente não-drenado saturado, abrangendo

tanto as amostras dos estéreis dominantes, como dos materiais das fundações. Associados a

estes ensaios foram realizados ensaios de caracterização completa compreendendo

granulometria, limites de liquidez e plasticidade, compactação, umidade e densidade naturais

e peso específico dos sólidos, todos seguindo as normas da ABNT. Todos estes ensaios foram

realizados no Laboratório de Geotecnia da Universidade Federal de Viçosa (SBC, 2005).

SBC (2005) considerou que a descrição dos solos amostrados nas pilhas foi feita do ponto de

vista textural, tendo sido analisada a coloração e presença de fragmentos de rocha. Embora

tenham sido realizadas de maneira criteriosa, estas análises permitiram avaliar apenas a

49

provável origem a partir das unidades litológicas principais reconhecidas no sítio do

Complexo Minerador de Itabira. Dessa forma, as descrições das unidades litológicas foram

aceitas com reservas.

Outro aspecto relativo às classificações que merece registro refere-se à dificuldade de

reconhecer com precisão a interface pilha-fundação. Portanto, os estudos englobaram as

pilhas de estéril e as fundações de cada depósito, porém, neste capítulo só serão apresentados

os resultados das pilhas de estéril, ficando os resultados das fundações constantes em SBC

(2005).

4.3.1 CLASSIFICAÇÃO DE AMOSTRAS DE SO�DAGEM ROTATIVA

E DE POÇO DE I�SPEÇÃO

Os critérios de classificação dos materiais das pilhas e fundações foram baseados na Tabela

4.5 e Tabela 4.6 criadas por IAEG/ISRM que consideram os aspectos de alteração e

resistência. Estas tabelas foram utilizadas no trabalho realizado por SBC (2005) e são

apresentadas a seguir:

� Alteração

O material foi classificado em seis tipos (W1 a W6), quanto ao seu grau de intemperismo,

conforme parâmetros da Tabela 4.5.

Tabela 4.5 – Grau de Alteração dos Materiais (Modificado – SBC, 2005)

Grau Termo Identificação de Campo

W1 Rocha Sã Alteração mineralógica nula a incipiente. Minerais preservam características originais de brilho, cor e clivagem. Eventual descoloração leve nas principais descontinuidades.

W2 Rocha Pouco Alterada Alteração mineralógica perceptível. Cores esmaecidas. Perda de brilho dos minerais. Leve descoloração nas principais descontinuidades.

W3 Rocha Medianamente Alterada A matriz apresenta-se descolorida com evidências de oxidação, caulinização, etc. Pode ocorrer material mais alterado e/ou solo ao longo das descontinuidades.

W4 Rocha Alterada Descoloração generalizada, mas ainda com características de rocha.

W5 Rocha Extremamente Alterada /

Saprolito

Alteração mineralógica muito acentuada. Cores bastante modificadas. Possível presença de núcleos rochosos menos alterados.

W6 Solo Residual/ Coluvionar Todo o material está alterado para solo. Estrutura original da rocha está preservada.

50

Considerando a Tabela 4.5, o material analisado apresenta características intermediárias

quando a classificação for indicada com os dois graus de alteração limites. Por exemplo, um

material descrito como W2/W3 é um material com características entre o grau W2 e W3,

podendo ser uma rocha pouco a medianamente alterada.

� Resistência

Os materiais das pilhas e fundações foram classificados em sete tipos (R0 a R6), quanto ao

seu grau de intemperismo, conforme parâmetros da Tabela 4.6.

Tabela 4.6 – Resistência da rocha (SBC, 2005)

Descrição

Resistência à Compressão Simples (MPa)

Is (Índice de Carregamento

Pontual) (MPa)

Avaliação de Campo da Resistência

(R6) Rocha Extremamente Resistente

> 250 > 10 Amostras podem ser apenas lascadas com vários golpes de martelo.

(R5) Rocha Muito Resistente

100 – 250 4 – 10 Amostras requerem muitos golpes de martelo para fraturarem-se.

(R4) Rocha Resistente 50 - 100 2 – 4 Amostras de mão fraturadas por um único golpe de martelo.

(R3) Rocha Medianamente

Resistente 25 – 50 1 – 2

Golpe firme com martelo de geólogo produz um sulco na rocha de 5 mm; canivete apenas raspa a superfície.

(R2) Rocha Branda

5 – 25 ** Canivete corta a amostra, mas não molda em superfícies cilíndricas.

(R1) Rocha Muito Branda

1 – 5 ** Esmigalha-se sob impacto da ponta do martelo de geólogo; pode ser raspada com canivete.

(R0) Rocha Extremamente Branda

0,25 – 1 ** Marcada pela unha.

Como no caso da alteração, considerando a Tabela 4.6, o material analisado tem

características intermediárias quando a classificação for indicada com os dois graus limites.

Por exemplo, um material descrito como R0/R1 é um material com características entre o

grau R0 e R1, podendo ser uma rocha muito a extremamente branda.

A Tabela 4.7 e Tabela 4.8 apresentam um exemplo da classificação e das descrições feitas

para as PDEs. As classificações e descrições das demais PDEs constam em SBC (2005).

51

Tabela 4.7 – Propriedades Geomecânicas da PDE Bangalô – Furo SR-03 (SBC, 2005)

Inicial Final0,00 4,60 4,60 Quartzito 6 04,60 8,50 3,90 Xisto 6 08,50 19,05 10,55 Quartzito 6 019,05 28,45 9,40 Xisto 6 028,45 50,05 21,60 Xisto 5 150,05 59,00 8,95 Xisto 5 159,00 70,14 11,14 Xisto 5 170,14 72,84 2,70 Solo 6 072,84 103,74 30,90 Xisto 4 2103,74 111,84 8,10 Filito 5 1111,84 112,00 0,16 Quartzito Fragmentado 3 3112,00 117,88 5,88 Xisto Nova Lima 5 1117,88 120,02 2,14 Sericita-Xisto 2 4

Resistência R

Observações

φ testemunho: HW Leste: 683.702,341Profundidade (m)

Comprimento (m) LitologiaAlteração

W

REGISTRO DE PROPRIEDADES GEOMECÂNICAS

Furo: SR-03 Norte: 7.829.611,422Cliente/projeto: CVRD Projeto: Pilhas de Estéril de Itabira

Tabela 4.8 – Descrição do material representativo da PDE Bangalô (SBC, 2005)

Poço: PI-06 Profundidade Final (m) 4,75

Amostra: BAN-P01

Pilha: Bangalô Material Representativo da Pilha % Litotipo

Formação Ferrífera (Bloco)

Coordenadas: E: 683.324,190 �: 7.830.256,230 Cota: 947,19

OBS.: Bloco 27

Intervalo Descrição

Litotipo característico De (m) Até (m) Comp. (m)

0,00 0,20 0,20 Aterro de formação ferrífera friável (W3/R1) cinza

azulado fragmentos CM de IC/HC (W3/R3) Formação Ferrífera

0,20 1,90 1,70 Aterro de xisto silte argiloso rosado (W5/R1).

Presença de grânulos de quartzo (W2/R4) e xisto (W5/R3)

Xisto

1,90 3,55 1,65 Aterro de composição silto-argilosa (W5/R1) de

coloração marrom acinzentado. Presença de seixos e grânulos de xisto (W5/R3)

Xisto

3,55 4,75 1,20

Aterro de formação ferrífera friável (W3/R0/R1) cinza azulado. Presença de fragmentos em DC IC/HC (W2/R3/R4). Presença de manganês ao

longo do intervalo

Formação Ferrífera

4.3.2 E�SAIOS DE PERMEABILIDADE �AS PILHAS

Para monitoramento das condições de fluxo de água através das pilhas e fundações foram

implantados piezômetros e medidores de nível de água próximos de cada seção crítica de

análise, que é a interface da pilha com a fundação. O ensaio de permeabilidade adotado para

52

determinação da condutividade hidráulica saturada em campo foi o de carga constante e todos

os procedimentos, tanto de instalação dos piezômetros e medidores de nível de água quanto

de realização do ensaio de permeabilidade, serão apresentados a seguir.

4.3.2.1 I�STRUME�TAÇÃO – PIEZÔMETROS E MEDIDORES DE �ÍVEL DE ÁGUA

De acordo com SBC (2005), toda instrumentação implantada nas pilhas obedeceram aos

critérios propostos pela empresa e são sucintamente apresentados a seguir. Para a realização

dos ensaios de permeabilidade nos instrumentos instalados, tanto nos piezômetros (PZ) como

nos medidores de níveis de água (MNA) foram utilizadas as diretrizes preconizadas pela

ABGE (1996).

Estes instrumentos de uma forma geral foram instalados aos pares e seguiram, em princípio, o

modelo representado na Figura 4.12.

H

H/4

Sondagem Rotativa Diâmetro H NÃO TESTEMUNHADA com Medidor deNível de Água Tipo Tubo Aberto Instalado na PDE (ver Detalhe Típico 2).

FUNDAÇÃO

PDE

Sondagem Rotativa Diâmetro H TESTEMUNHADA com Piezômetro TipoCasagrande Instalado na Fundação (ver Detalhe Típico 1)

Figura 4.12 – Seção típica com instalação de piezômetros e medidores de nível de água (SBC,

2005)

Os piezômetros foram instalados em furos de sondagens rotativas, sondagens com

testemunhos (SR) e implantados na fundação da pilha. Vale ressaltar que os testemunhos

serviram para detectar o contato da pilha com o solo de fundação. A partir desse nível foi

obedecida a configuração apresentada na Figura 4.13.

53

10 m

Fundação

Areia (Trecho Drenante)

Célula Drenante (6 m)

Reaterro com Solo

Tubo de PVC LisoPDE

Selo de Cimento (5 m)


Figura 4.13 - Detalhe Típico1 para instalação dos piezômetros (SBC, 2005)

Para implantação dos medidores de nível de água, utilizaram-se os furos de sondagens

rotativas não testemunhadas (SRi) e seguiram as mesmas determinações apresentadas na

Figura 4.14.

Coluna Drenantre

Areia

PDE

do Medidor de

Nível d'Água

10 m

Fundação

tubos lisos e

constituído por deverá ser

células drenantes

intercaladas.


Tubo de PVC Liso


Tubo de PVC Liso (6 m)

Tubo de PVC Liso (6 m)



Figura 4.14 - Detalhe Típico 2 para instalação de medidores de nível de água (SBC, 2005)

A partir das leituras realizadas nos piezômetros e medidores de nível de água, realizadas no

período de outubro/2003 a dezembro/2004, foram elaborados gráficos Cota do NA x Tempo.

Um exemplo destes gráficos é apresentado na Figura 4.15. Os demais gráficos podem ser

consultados em SBC (2005).

54

Cota do Nível de Água na PDE Correia

935.000

940.000

945.000

950.000

955.000

960.000

965.000

970.000

975.000

980.000

23/10/03

23/11/03

23/12/03

23/01/04

23/02/04

23/03/04

23/04/04

23/05/04

23/06/04

23/07/04

23/08/04

23/09/04

23/10/04

23/11/04

23/12/04

Cota (m) PZ-SBC-18

MNA-SBC-18

PZCO-1

PZCO-3

Figura 4.15 - Condições do nível de água da PDE Correia (SBC, 2005)

4.3.2.2 E�SAIOS DE PERMEABILIDADE �O CAMPO

A condutividade hidráulica saturada em campo foi medida por meio do ensaio de carga

constante. Neste procedimento a coluna de água é mantida num nível constante na tubulação

do instrumento, medindo-se o volume adicionado através de uma proveta, em caso de baixa

absorção, ou de um hidrômetro, quando a absorção é elevada. Neste caso, foi utilizado um

tambor conectado à boca da tubulação e o nível constante do ensaio foi controlado nesse

recipiente através de uma régua graduada (SBC, 2005).

A Figura 4.16 mostra a distribuição dos coeficientes de permeabilidade nas pilhas, onde se

observa o agrupamento dos valores de k aproximadamente em torno de um eixo definido em

nível pouco inferior a 10-7 m/s.

Com base nas seções instrumentadas com MNA e PZ, nas diversas pilhas, verificou-se que,

de uma forma geral, o nível de água nas fundações tende a ascender na pilha e situar-se

abaixo do nível de água nas pilhas. Como padrão geral, de dezoito locais com o par de

instrumentos instalados na pilha e na fundação, em quatorze casos a diferença entre esses

níveis foi inferior a 20 m, sendo que em oito deles, a diferença foi inferior a 10 m. Ou seja, na

55

grande maioria dos casos o NA do piezômetro na fundação elevou-se dentro da pilha. As

diferenças desses níveis são mostradas na Tabela 4.9 e o valor positivo indica que o nível no

MNA é mais alto que no PZ (SBC, 2005).

MNA x Permeabilidade

1,00E-07

1,00E-06

1,00E-05

1,00E-04

1,00E-03

SRIPDE-01

SRIPDE-02

SRIPDE-03

SRIPDE-04

SRIPDE-05

SRIPDE-06

SRIPDE-07

SRIPDE-08

SRIPDE-09

SRIPDE-10

SRIPDE-11

SRIPDE-12

SRIPDE-14

SRIPDE-15

SRIPDE-16

SRIPDE-17

SRIPDE-18

SRIPDE-19

SRIPDE-21

SRIPDE-22

SRIPDE-24

SRIPDE-25

MNA

Perm

eabilidade (cm

/s)

Figura 4.16 – Distribuição dos coeficientes de permeabilidade nas pilhas – MNA (SBC, 2005)


nos PZs (fundação) – (SBC, 2005)

Pilha Sondagem Profundidade do �A na pilha

(m)

Altura do �A na pilha em relação ao substrato (m)

Diferença dos �íveis de Água

(m)

IPOEMA

SRi-01 50,2 37 16,1

SRi-02 37,5 25 6,5

SRi-08 38,5 26 Só MNA

BANGALÔ SRi-03 20,8 91 44,7

SRi-04 34,5 47 -14,7

CONVAP

SRi-05 19,0 45 15,5

SRi-06 23,0 46 8,3

SRi-09 25,8 34 9,9

BORRACHUDO INFERIOR

SRi-07 16,3 29 -4,3

BORRACHUDO SUPERIOR

SRi-11 20,5 52 14,1

SRi-12 27,8 44 19,3

Permeabilidade (m

/s)

1,00E-05

1,00E-06

1,00E-07

1,00E-08

1,00E-09

56


nos PZs (fundação) – (SBC, 2005) (Continuação)

Pilha Sondagem Profundidade do �A na pilha

(m)

Altura do �A na pilha em relação ao substrato (m)

Diferença dos �íveis de Água

(m)

MANGUEIRA SRi-14 36,3 16 13,8

SRi-15 30,2 15 11,3

DINAMITAGEM SRi-16 28,4 9 2,4

SRi-17 36,3 4 9,9

CORREIA SRi-18 37,1 30 7,5

SRi-24 Seco Seco -

CANGA INFERIOR

SRi-19 23,3 9 9,6

CANGA SUPERIOR

SRi-21 72,1 10 8,09

MARAVILHA SRi-22 Seco - -

4.3.3 E�SAIOS EM LABORATÓRIO

Para análise do comportamento dos estéreis que compõem as pilhas do Complexo Minerador

de Itabira, foram realizados ensaios de caracterização e resistência em amostras obtidas a

partir da extração de blocos indeformados de 0,30 m de arestas, numa faixa de profundidade

predominante de 3 a 5 m nos depósitos de estéril, com representatividade estabelecida a partir

das unidades litológicas dominantes nas áreas identificadas no mapeamento geológico-

geotécnico (SBC, 2005).

Cabe ressaltar que os estéreis depositados nas plataformas de lançamento sofreram diferentes

graus de contaminação, pois pequenas pilhas de solos de diferentes origens são lançadas lado

a lado e posteriormente espalhadas. O critério para amostragem dos solos nas pilhas foi

aleatório, prevalecendo a escolha pela dominância do material atravessado na sondagem mais

próxima e cuja profundidade não fosse excessiva, evitando assim poços profundos. Desta

forma, os solos com fração fina (silte e argila) dominante foram os que apresentaram

frequência mais elevada nas sondagens realizadas nos depósitos de estéril e foram

genericamente designados como “xistos” pela tonalidade avermelhada, embora alguns deles

tenham apresentado provável contaminação com parcela considerável de pedregulhos, o que

normalmente não ocorre nos solos dos Xistos Nova Lima.

57

A Tabela 4.10 apresenta um quantitativo dos blocos extraídos para as pilhas que compõem o

Complexo Minerador de Itabira. Apresenta-se também as coordenadas dos pontos de

amostragem, profundidade de extração dos blocos e a litologia predominante. Ao todo foram

amostrados 24 blocos, sendo treze deles extraídos nas proximidades das pilhas para

caracterizar sua fundação e onze extraídos do corpo das pilhas de estéril.

Todo o programa experimental desenvolvido para o Complexo Minerador de Itabira foi

realizado no Laboratório de Geotecnia da Universidade Federal de Viçosa (UFV).

Para realização dos ensaios no laboratório seguiu-se um programa experimental dividido em

três partes:

(i) Caracterização, com a realização dos seguintes ensaios:

� Granulometria conjunta: ensaio realizado de acordo com os procedimentos da NBR 7181

(ABNT, 1984d).

� Limites de Atterberg: ensaio realizado de acordo com os procedimentos da NBR 6459

(ABNT, 1984a) e NBR 7180 (ABNT, 1984c).

� Massa específica dos sólidos: ensaio realizado de acordo com os procedimentos da NBR

6508 (ABNT, 1984b).

� Massa específica natural: ensaio realizado de acordo com os procedimentos da NBR 10838

(ABNT, 1988).

(ii) Compactação: ensaio realizado de acordo com os procedimentos da NBR 7182 (ABNT,

1986).

(iii) Ensaios triaxiais isotropicamente adensados não drenados na fase de cisalhamento, com

medidas de poropressões e elaboração de envoltórias de resistência totais e efetivas, todos

realizados de acordo com os procedimentos apresentados por HEAD (1998).

Na Tabela 4.11 apresenta-se o quantitativo dos ensaios realizados para cada PDE e os

resultados completos podem ser consultados em SBC (2005).

A Tabela 4.12 apresenta os resultados dos ensaios realizados para as pilhas das PDEs do

Complexo Minerador de Itabira. Nesta tabela são apresentados os ensaios de caracterização

bem como os parâmetros de resistência de Mohr-Coulomb obtidos nos ensaios triaxiais. Os

parâmetros de resistência apresentados correspondem aos parâmetros efetivos. Os resultados

dos ensaios de compactação estão apresentados na Tabela 4.13.

58

Tabela 4.10 – Quantitativo de blocos por PDE (SBC, 2005)

Bloco PDE Data de coleta

�omenclatura das amostras ensaiadas

Quantidade Profundidade Coordenadas

Litologia dominante E � Cota

BL18

CONVAP

01/10/04 CON-F01

3

1,70 687.104,97 7.833.917,77 823,27 Gnaisse

BL15 27/09/04 CON-P01 3,30 687.678,29 7.833.786,35 807,73 Xistos/quartzito/formação

ferrífera BL19 07/10/04 CON-F02 1,45 688.289,04 7.832.368,25 799,52 Colúvio BL20

IPOEMA 05/10/04 IPO-F01

2 2,50 682.612,42 7.830.079,31 964,16 Gnaisse

BL25 18/10/04 IPO-P01 3,10 682.915,54 7.830.153,91 926,18 Gnaisse/xisto BL27 BANGALÔ 19/1104 BAN-P01 1 4,75 683.324,19 7.830.256,23 947,19 Formação ferrífera BL09

BORRACHUDO

25/08/04 BOR-P01

5

3,30 681.684,51 7.829.267,39 1.017,22 Xisto/formação ferrífera BL10 28/08/04 BOR-P02 3,75 681.837,61 7.828.659,10 1.071,51 Xisto/formação ferrífera BL16 28/09/04 BOR-F01 2,00 681.619,20 7.828.349,32 1.103,18 Gnaisse BL17 28/09/04 BOR-F02 1,50 681.614,37 7.828.360,44 1.103,34 Básica BL28 06/12/04 BOR-F03 - 681.454,25 7.829.310,54 982,83 Gnaisse BL03

MANGUEIRA 12/07/04 MAN-P01

3 3,00 681.396,11 7.827.911,94 1.059,88 Xisto

BL04 19/07/04 MAN-F01 1,25 681.371,57 7.828.160,60 996,34 Colúvio BL13 04/09/04 MAN-F02 3,50 681.365,98 7.828.216,89 978,52 Xisto amarelo

BL02 DINAMITAGEM 02/07/04 DIN-P01 1 1,70 681.696,67 7.826.682,41 1.012,71 Xisto/quartizo/formação

ferrífera BL01

CORREIA 17/06/04 COR-P01

3 2,70 682.315,04 7.826.899,38 1.021,26 Xisto/formação ferrífera

BL22 02/10/04 COR-F01 1,70 682.520,53 7.826.470,44 942,47 Colúvio BL24 12/10/04 COR-F02 1,20 682.711,80 7.827.192,05 956,36 Básica (solo residual) BL11

CANGA 31/08/04 CAN-P01

3 2,80 681.686,61 7.823.111,60 797,39 Xisto

BL14 21/09/04 CAN-P02 1,00 681.730,51 7.823.156,34 798,11 Xisto BL23 08/10/04 CAN-F01 1,20 681.833,81 7.823.018,29 770,41 XNL BL26

MARAVILHA 16/11/04 MAR-P01

3 4,60 679.808,10 7.825.770,22 1.104,68 xisto

BL21 06/10/04 MAR-F01 0,50 678.774,91 7.825.790,25 885,35 XNL - Mosqueado BL12 02/09/04 MAR-F02 1,50 679.639,69 7.825.476,18 1.048,21 Colúvio

59

Tabela 4.11 – Quantitativo dos ensaios realizados por PDE (SBC, 2005)

PDE Granulometria e Sedimentação

Limites de Atterberg

γγγγnat γγγγs Ensaio de

compactação Ensaio

Triaxial*

BANGALÔ Pilha 1 1 1 1 1 1

Fundação - - - - - -

BORRACHUDO Pilha 2 2 2 2 2 2

Fundação 3 3 3 3 3 3

CANGA Pilha 2 2 2 2 2 2


CONVAP Pilha 1 1 1 1 1 1


CORREIA Pilha 1 1 1 1 1 1


DINAMITAGEM Pilha 1 1 1 1 1 1

Fundação - - - - - -

IPOEMA Pilha 1 1 1 1 1 1


MANGUEIRA Pilha 1 1 1 1 1 1


MARAVILHA Pilha 1 1 1 1 1 1


* Indica o número de envoltórias ensaiadas. Cada envoltória é composta por três corpos de

prova submetidos às tensões de 200, 400 e 800 kPa. O procedimento utilizado foi de

saturação por percolação, seguida por contrapressão, com controle do parâmetro B (saturação

até B = 0,98).

60

Tabela 4.12 – Resultado dos ensaios – Pilhas de estéril (SBC, 2005)

PDE Litologia

predominante Argila (%)

Silte e argila

(%)

γγγγ�at

(k�/m3)

γγγγd

(k�/m3)

γγγγs

(k�/m3) w (%) e

S’

(%)

wL

(%)

wP

(%) c’

(kPa) ϕϕϕϕ’

BAN P01 Formação Ferrífera

7 62 18,0 16,0 29,6 15,6 0,94 50,0 34 16 32 21°

BOR P01 Xisto/Formação

Ferrífera 9 60 16,1 11,9 29,1 36,0 1,45 72,0 36 21 8 33°

BOR P02 Xisto/Formação

Ferrífera 11 42 16,8 13,8 28,8 18,0 1,03 49,7 35 16 16 29°

CAN P01 Xisto 5 67 17,6 14,9 28,6 18,2 0,91 58,0 40 21 0 31°

CAN P02 Xisto 5 48 16,0 14,3 28,9 12,0 1,02 33,7 28 16 12 30°

CON P01 Xisto/Quartzo/


5 52 16,5 14,0 27,4 17,9 0,96 51,0 36 20 0 32°

COR P01 Xisto/Formação

Ferrífera 22 63 21,9 18,2 28,1 19,6 0,53 100,0 45 22 23 35°

DIN P01 Xisto/Quartzo/


9 52 19,2 15,0 27,7 27,6 0,84 90,0 41 21 29 28°

IPO P01 Gnaisse/Xisto 6 50 16,8 14,5 26,1 16,0 0,81 52,1 34 18 38 30°

MAN P01 Xisto 2 28 20,3 16,3 26,7 19,0 0,58 91,0 30 14 88 29°

MAR P01 Xisto 5 26 18,3 17,3 30,7 4,7 0,78 19,0 19 11 0 32°

61

Tabela 4.13 – Resultados dos ensaios de compactação (SBC, 2005)

Amostra Profundidade (m) Compactação

w ótima (%) γγγγd máx (k�/m3)

BAN– P01 3,8 18,7 16,90

BOR – P01 3,3 23,6 16,06

BOR – P02 3,75 20,6 17,31

BOR – F01 - 31,9 13,02

BOR – F02 - 22,8 14,95

BOR– F03 - 16,9 17,11

CAN– P01 2,3 20,9 16,95

CAN – P02 1,0 17,2 18,32

CAN – F01 - 31,2 13,29

CON – P01 3,3 16,1 17,10

CON – F01 - 22,6 15,48

CON – F02 - 25,1 15,42

COR– P01 2,8 15,4 19,14

COR– F01 - 26,6 16,03

COR – F02 - 26,8 14,35

DIN – P01 1,7 19,6 17,15

IPO – P01 3,0 16,2 15,96

IPO – F01 - 18,1 16,63

MAN – P01 3,5 18,6 16,12

MAN– F01 - 16,6 17,38

MAN – F02 - 21,1 15,49

MAR – P01 4,7 12,5 20,86

MAR– P02 - 22,3 16,11

MAR– F01 - 21,6 14,96

Analisando os resultados dos ensaios de caracterização apresentados na Tabela 4.12 e na

Tabela 4.13, conclui-se que as PDEs do Complexo Minerador de Itabira são compostas em

sua maioria de solos finos, com teores de silte e argila entre 26 e 67%. Estes materiais de uma

forma geral apresentam baixa plasticidade, com IP da ordem de 15 a 20% em sua maioria.

As PDEs são compostas por solos tipicamente porosos, com altos índices de vazios, com

porosidade entre 40 a 50%. Os pesos específicos naturais das PDEs são relativamente baixos,

da ordem de 16 a 22 kN/m3, e o peso específico dos sólidos da ordem de 26 a 31 kN/m3.

62

O teor de umidade das pilhas, bem como o grau de saturação registrado nos ensaios foi

bastante variável. Estes valores refletem a influência da presença de bolsões que preservam

teor de umidade mais elevado, o que ocorre geralmente nos solos mais finos com fração

argilosa originária da alteração de xistos e filitos (SBC, 2005).

Quanto aos parâmetros de resistência, representados pela coesão (c’) e ângulo de atrito (ø’),

pode-se analisar os mesmos através de uma distribuição em função do número de ensaios

realizados, como se observa na Figura 4.17 e Figura 4.18.

Com base na Figura 4.17, SBC (2005) conclui que nos ensaios realizados para as pilhas de

estéril as coesões obtidas são da ordem de 0 a 30 kPa, com 80% dos ensaios dentro desta

faixa. Em relação aos ângulos de atrito, verifica-se na Figura 4.18 que aproximadamente 82%

dos ensaios apresentaram valores de ângulo de atrito na faixa de 27º a 33º.

Pilhas

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Ban P01

Bor P01

Bor P02

Can P01

Can P02

Con P01

Cor P01

Din P01

IPO P01

Man P01

Mar P01

Coesão (kPa)

FFXFF

XFF

XX

XQFFXFF

XQFF

GX

X

X

Legenda: FF: Formação Ferrífera X: Xisto

Q: Quartzo G: Gnaisse

Figura 4.17 - Distribuição dos valores de coesão - (SBC, 2005)

63

Pilhas

0

5

10

15

20

25

30

35

40

Ban P01

Bor P01

Bor P02

Can P01

Can P02

Con P01

Cor P01

Din P01

IPO P01

Man P01

Mar P01

Ângulo de atrito (graus)

FF

XFF

XFFX

XXQFF

XFF

XQFF

GX X

X

Legenda: FF: Formação Ferrífera X: Xisto

Q: Quartzo G: Gnaisse

Figura 4.18 – Distribuição dos valores de ângulo de atrito - (SBC, 2005)

A Tabela 4.14 apresenta os parâmetros de resistência efetivos para a condição saturada,

característicos das pilhas de estéreis do Complexo Minerador de Itabira.

Tabela 4.14 – Parâmetros de resistência efetivos (condição saturada) característicos das pilhas

de estéril do Complexo Minerador de Itabira (SBC, 2005)

Material Parâmetros de Resistência

c’ (kPa) φφφφ’

Pilha 0 a 30 27º a 33º

4.4 A�ÁLISES DE ESTABILIDADE

A avaliação de estabilidade dos taludes da Cava da Mina do Cauê teve início no estudo

realizado por Geoprojetos (1992) e sua continuidade aconteceu em 2000 com o

desenvolvimento de um projeto executivo para a disposição de estéril na Aba Oeste da Cava

da Mina do Cauê realizado por ECAD (2000).

Vale (2002) elaborou um estudo com a equipe de Geotecnia/Itabira da Gerência de Geotecnia

e Hidrogeotecnia, no qual apresentou a avaliação de estabilidade dos taludes da Cava da Mina

64

do Cauê para a condição de exaustão e enchimento pela disposição de rejeitos de tratamento

de minério de ferro no Complexo Minerador de Itabira.

4.4.1 ESTABILIDADE DA CAVA SEM DISPOSIÇÃO DE MATERIAIS

Com base no estudo de Vale (2002) são apresentadas a seguir as condições de estabilidade

global dos taludes da Cava da Mina do Cauê nesta época e que estão diretamente relacionadas

às condições geológico-geomecânicas específicas para cada setor da cava.

� Talude Geral – Aba Norte

Os principais aspectos relativos às condições de estabilidade dos taludes da Aba Norte são

apresentados nos relatórios internos da empresa, Aba Norte – Estudos de Estabilização e

Reabilitação dos Taludes da Aba Norte (Vale, 1999), e Aba Norte – Condições de

Estabilidade – Avaliação e Prognóstico (Vale, 2001), ambos citados por Vale (2002).

Os taludes da Aba Norte situam-se no flanco norte da estrutura geológica constituída pelo

Sinclinal do Cauê. No contexto das condições de estabilidade na época do estudo, o talude da

Aba Norte apresentava um processo de instabilidade denominado de Trinca 1 (Figura 4.19). O

histórico desta instabilidade inicia-se em abril de 1995, onde a instabilidade no talude Norte,

designado de Trinca 1, mobilizou o volume de 1,5 milhão de m3 de solo e rocha em um talude

com cerca de 116 m de altura.

Com base em estudos de estabilidade e no sistema de monitoramento, Vale (2002) avaliou os

condicionantes do mecanismo de ruptura:

� A ruptura da Trinca 1 evidenciou um forte controle estrutural ocorrendo oblíquo à direção

geral dos taludes (ao longo da menor declividade dos taludes, e não na máxima

declividade, como usualmente se espera);

� O plano de ruptura lateral foi controlado por falhas inseridas em zonas transcorrentes,

resultando na instabilidade oblíqua ao talude;

� O plano inferior de ruptura foi controlado pelo contato do maciço intemperizado classe

V/VI com o topo rochoso, constituído por rocha sã a pouco alterada, classes II e III,

conforme foi apresentado na Tabela 3.2;

� Na região contida entre os limites laterais da ruptura (zonas transcorrentes), o topo

rochoso assumiu uma conformação semelhante à forma de uma calha, com o seu eixo

orientado para o sentido do movimento. A subida do topo rochoso no sentido do

65

movimento (oblíquo ao talude) gerou uma barreira mais resistente que confinou a

ruptura;

� A borda sul mais resistente, constituída por Quartzito Ferruginoso, impediu o

deslocamento da massa para o centro da cava.

Para incrementar as condições de estabilidade e propiciar a continuidade da lavra no

aprofundamento da cava, foram implementadas as seguintes ações:

� Retaludamento parcial do talude entre os anos de 1997 e 1998, concebido para aliviar a

carga sobre a área mobilizada de xistos decompostos e implantar um arrimo de quartzito

ferruginoso. Este arrimo teria a função de bloquear os movimentos, induzindo a

estabilização do talude, quando do avanço das escavações para a lavra da hematita,

situada imediatamente abaixo. A existência de uma pilha de estéril antiga e saturada,

situada na região do topo e limítrofe à cava, restringiu o retaludamento, para não gerar

outro problema de instabilidade;

� Foram instalados drenos subhorizontais profundos para atuar como solução

complementar ao retaludamento.

O sistema de monitoramento dos deslocamentos através de prismas topográficos foi

implantado desde os primórdios da instabilidade com o objetivo de subsidiar a avaliação da

segurança operacional da lavra. Em períodos críticos da operação de escavação, em função

das condições climáticas sazonais, foram estabelecidos níveis de alerta baseados nos dados de

inspeção geotécnica e do sistema de monitoramento.

A lavra continuou com sucesso até meados de 2000, quando foi constatada a ocorrência de

pressões hidrostáticas não efetivamente dissipadas pelos drenos. Também, foi constatado que

o maciço de quartzito ferruginoso, deixado como arrimo estabilizante, não apresentava as

características de resistência estimadas a partir de alguns afloramentos e dos dados das

sondagens existentes. Com isso, houve uma reativação do mecanismo de ruptura.

Em meados de 2001, começou a ocorrer uma expansão do sistema de trincas, evidenciando

um incremento da área instável. Neste contexto o monitoramento do talude foi expandido,

visando incorporar a área instável. O monitoramento registrou uma movimentação contínua

concomitante à lavra, porém sem apresentar um incremento na velocidade, que consistiu no

principal critério de alerta. Em meados de dezembro de 2001, apesar de não ter sido detectada

uma aceleração significativa que evidenciasse uma ruptura, o deslocamento máximo

66

acumulado no arrimo de quartzito era da ordem de 4 m. Este valor foi considerado elevado,

tendo sido estabelecida uma rotina de alerta para avaliar a segurança e, caso necessário,

interferir na continuidade da lavra.

Com o auge da estação chuvosa 2001/2002, a lavra foi interrompida e o monitoramento

incrementado, registrando a aceleração dos deslocamentos. Após o período chuvoso, o

monitoramento registrou a desaceleração dos deslocamentos. Entretanto, baseada na avaliação

da situação e do prognóstico para as condições de estabilidade, foi tomada a decisão de

paralisar as escavações nos taludes da Aba Norte, limitando-se a lavra ao desenvolvimento do

fundo da cava.

Cabe destacar, que as condições de estabilidade da Aba Norte, desde 1995/1996, foi objeto de

várias avaliações e constante acompanhamento pela empresa, com apoio em diversos

momentos de consultoria internacional para subsidiar a tomada de decisão e avaliação dos

prognósticos (Vale, 2002).

Em linhas gerais, Vale (2002) apresenta o mecanismo de instabilidade onde:

� A instabilidade foi condicionada por um bloco ativo, constituído pela massa desagregada

de solos e rochas originária da Trinca 1, que manifestou recalques da ordem de 6 m e

deslocamentos de 8 m no sentido da cava, resultando em um deslocamento em torno de

10 m;

� O bloco ativo impôs um empuxo ao arrimo de quartzito, que atuava como bloco passivo e

acumulou deslocamento horizontal em torno de 8 m;

� Este mecanismo resultou em uma série de estruturas tipo Graben subparalelos ao talude,

como uma seqüência de escamas e lascas sendo solicitadas pela massa do bloco ativo.

Com base no modelo do mecanismo de ruptura definido, o prognóstico mais crítico é aquele

no qual a ruptura migra para baixo e mobiliza também a formação ferrífera (Vale, 2002).

67

Figura 4.19 - Representação esquemática (sem escala) da instabilidade existente no talude da Cava da Mina do Cauê – Trinca 1 – Aba Norte

(Vale, 2002)

Abatime

nto

Trincas

Trincas

Nível D'Água

Maciço Rochoso Alterado (Solo de Alteração)(Grupo Nova Lima - Xistos, Intrusivas e Gnaisses)

(Itabirito, Hematita)

QuartzitoFerruginoso

Maciço Rochoso Pouco Alterado(Grupo Nova Lima - Xistos, Intrusivas e Gnaisses)

10,98m8,35m

PIT FINAL 2003(PROJETADO)

Banco 775

Banco 895

Prisma 8

Prisma 11

TOPOGRAFIA DEZ./ 2001(EXECUTADO)

FormaçãoFerrífera

ZONA

INSTÁVEL

68

� Talude Geral – Aba Sul

As condições de estabilidade da Aba Sul são abordadas nos relatórios internos da empresa,

estudo específico – Relatório de Revisão do Projeto de Cava Final – Talude Sul (Vale, 2001),

citado por Vale (2002).

A lavra no talude sul foi desenvolvida como a última recorrência da Cava da Mina do Cauê

neste setor. Esta recorrência iniciou-se em 2000 com a remoção do antigo britador primário,

tendo as escavações sido desenvolvidas desde então de forma intermitente até a exaustão.

A Aba Sul da Mina do Cauê é constituída pela sequência de metassedimentos do Supergrupo

Minas, representada pelas unidades Grupo Piracicaba e Grupo Itabira (Formação Cauê –

Formação Ferrífera), capeada por Colúvio Terciário. Nas áreas adjacentes à usina Cauê

ocorrem aterros da implantação das instalações existentes, a exemplo da área dos tanques de

água.

O Grupo Piracicaba é constituído por intercalações de espessuras variáveis de quartzitos

micáceos finos e rochas xistosas (mica xistos), que ocorrem na porção superior do talude da

Aba Sul, e com uma espessa intercalação tectônica na formação ferrífera na porção

intermediária deste talude.

A zona de contato entre o Grupo Piracicaba e a formação ferrífera é marcada por espessa zona

manganessífera (decamétrica) constituída por rocha quartzo ferruginosa fina. Os quartzitos

micáceos do Grupo Piracicaba próximos ao contato com a formação ferrífera apresentam-se

muito finos, com aspecto mais homogêneo, muito friáveis (alterados) e sedosos ao tato,

sugerindo menor resistência ao cisalhamento e maior deformabilidade que os demais

quartzitos da seqüência. A alteração intempérica é persistente e intensa, somando-se à

heterogeneidade no Grupo Piracicaba marcado por inúmeras intercalações de quartzitos e

rochas xistosas (filíticas).

Os dados hidrogeológicos obtidos com os piezômetros profundos instalados nos taludes da

Aba Sul indicaram que o maciço não se encontrava saturado na época do estudo, uma vez que

níveis de água interceptados refletiram o rebaixamento do nível de água pelas baterias de

poços instaladas na formação ferrífera. Os piezômetros rasos instalados na área dos tanques

indicaram níveis de água rasos na porção superior de colúvio e rochas filíticas. Estes níveis de

água foram interpretados por Vale (2002) como níveis suspensos de água percolada a partir

69

dos vazamentos dos tanques e trincas na fundação (colúvio e aterros) e contidos acima dos

materiais menos permeáveis, por exemplo, solos de alteração das rochas xistosas/filíticas do

Grupo Piracicaba nesta porção da Aba Sul.

Em meados de 2001 foram detectadas trincas e fissuras desenvolvidas nos tanques de

abastecimento de água da usina Cauê, situados adjacentes à crista do talude escavado. Neste

período, estas feições foram identificadas e limitadas apenas à área dos tanques, não

evidenciando um processo de instabilidade global dos taludes da Aba Sul. Assim sendo

considerou-se como hipótese de análise um processo localizado de subsidência da fundação

dos tanques, considerando o longo histórico de vazamentos nos mesmos. Este processo

contínuo de vazamento poderia ter resultado no carreamento de partículas do solo/aterro da

fundação dos tanques. Com este cenário foram tomadas ações para recuperação emergencial

dos tanques e recomendadas investigações adicionais, incluindo métodos geofísicos como

GPR (Ground Penetrating Radar).

No decorrer do ano 2001 as atividades de escavação na Aba Sul prosseguiram até que no

início de outubro evidenciou-se a reativação das trincas afetando os tanques de água e áreas

adjacentes. Neste momento as trincas foram mapeadas com continuidade lateral para oeste,

afetando o pátio de sucatas do antigo britador, e presentes nos bancos imediatamente

inferiores à plataforma dos tanques. Diante deste cenário, evidenciou-se um processo de

instabilidade global afetando os taludes superiores da Aba Sul da Mina do Cauê, de forma que

implementou-se uma rede de prismas topográficos para monitoramento de deslocamentos ao

longo dos taludes, e a lavra foi temporariamente paralisada.

Foram considerados por Vale (2002) os possíveis mecanismos de instabilidade:

� Ruptura Circular Profunda, seria a possibilidade mais remota uma vez que exigiria a

predominância de materiais com resistência ao cisalhamento muito baixa, considerando a

geometria atual do talude inter-rampa. A ocorrência destes materiais, de forma extensiva

nos taludes, não se confirmou através das campanhas de investigação implementadas.

� Tombamento progressivo, possivelmente afetado pelo intenso processo de degradação

superficial dos materiais alterados do Grupo Piracicaba expostos no talude escavado.

� Deformação das rochas alteradas do Grupo Piracicaba na zona de contato com a

formação ferrífera, permitindo a acomodação da sequência de topo.

70

� Exposição das rochas do Grupo Piracicaba intensamente alteradas, sujeitas a deformações

por alívio de tensões e desconfinamento lateral, induzindo movimentações do talude e

acomodação do capeamento (colúvio rijo).

Com a paralisação temporária da lavra no final de 2001, observou-se que as feições de

instabilidade não mais progrediram, bem como os prismas não indicaram movimentação.

Desta forma, este histórico da instabilidade em relação ao avanço das escavações em

materiais do Grupo Piracicaba estabeleceu a clara associação entre o desconfinamento destas

litologias e o mecanismo de instabilidade, e, portanto, possivelmente relacionado a um ou

mais dos três últimos mecanismos acima listados.

Com base nestas conclusões, Vale (2002) efetuou a revisão do projeto do talude buscando

restringir o desconfinamento das rochas do Grupo Piracicaba na zona de contato com a

formação ferrífera em torno do banco 895 m, e consequentemente estabilizar o talude.

� Talude Geral – Aba Oeste

Os principais aspectos relativos às condições de estabilidade dos taludes deste setor são

abordados nos relatórios internos da empresa, estudo Aba Oeste – Relatório de Projeto

Executivo da Pilha de Estéril na Aba Oeste (Vale, 2002).

Os taludes da Aba Oeste estão situados na área central da estrutura geológica constituída pelo

Sinclinal Cauê, marcado pelo proeminente talude contínuo em rocha sã do Grupo Nova Lima.

Neste setor foi planejada a construção da Pilha para Disposição de Estéril da Aba Oeste, que

tem os taludes inferiores da escavação final da cava como terreno de fundação.

O terreno imediato de fundação da PDE estava saturado, sendo constituído pela Formação

Ferrífera (Itabiritos e Hematita) capeando Xistos do Grupo Nova Lima, que se encontram

cortados por diques e corpos de rochas básicas intrusivas.

O maciço que constitui a fundação imediata para a disposição do estéril na Aba Oeste estava

na época do estudo em processo de rastejo lento, onde se notavam trincas e abatimentos do

terreno, com evidências de movimentações de massas, e reflexos na estrada de acesso que

corta a região superior da área.

71

Neste contexto, a PDE – Aba Oeste teve um efeito estabilizante considerando a sua

conformação como arrimo para a porção instável destes taludes.

Os estudos específicos contidos no Projeto Executivo da PDE – Aba Oeste abordaram os

aspectos necessários para assegurar a estabilidade da PDE, tanto na conformação final como

nas diferentes etapas construtivas, incluindo o sequenciamento construtivo e as etapas de

contrapilhamento necessárias para a adequada estabilidade global.

� Talude Geral – Aba Leste

Neste setor da cava da Mina do Cauê não foram identificados mecanismos de instabilidade

global, apresentando apenas aquelas instabilidades de pequeno porte associados aos taludes de

bancadas e bermas.

4.4.2 METODOLOGIA DE A�ÁLISE DA ESTABILIDADE DURA�TE OS ALTEAME�TOS

As análises de estabilidade não seguiram uma metodologia única, pois os estudos de

estabilidade foram desenvolvidos em três épocas e por três empresas diferentes, sendo duas

delas de consultoria e projeto. Portanto, a metodologia apresentada está de acordo com as

premissas de cada projeto.

Vale (2002) buscou a avaliação de estabilidade global dos taludes, abordando cenários nos

quais a estabilidade global poderia ser afetada pela disposição de rejeitos na cava. Estes

estudos são apresentados enfocando cenários específicos para cada um dos setores, Aba

Norte, Aba Sul e Aba Oeste, de forma que os resultados são apresentados por setor.

A avaliação feita por Vale (2002) da estabilidade bidimensional para superfícies circulares e

não circulares foi analisada pelo Método de Equilíbrio Limite. Todas as análises foram

executadas em termos de tensões efetivas adotando o Método de Bishop Simplificado. Para

tanto utilizou-se o software Slope-W v.4.20, elaborado pela Geo-Slope International

(Canadá), que é um aplicativo de uso especializado para avaliação de estabilidade de taludes

pelos métodos de equilíbrio limite.

De acordo com SPEC (2004), os estudos realizados consideraram os efeitos da construção da

PDE - Aba Oeste concomitante ao contrapilhamento pelos rejeitos lançados na cava, além do

72

efeito da água que ficará acumulada entre a pilha e o rejeito, desde as etapas construtivas

intermediárias, até sua conformação final.

As análises de estabilidade global dos taludes, feitas por SPEC (2004), foram realizadas

utilizando o software Slope/W v 4.22 elaborado pela Geo-Slope International (Canadá), que

admite pesquisa de superfícies circulares e não circulares pelo Método de Equilíbrio Limite,

adotando-se o método de Bishop Simplificado.

RDIZ (2008) relata que suas análises foram realizadas utilizando-se o software SLIDE v.5.0

da empresa canadense Rocscience Inc. O SLIDE v.5.0 é um software que utiliza a teoria de

equilíbrio limite para o cálculo do fator de segurança em taludes de solo e/ou rocha. Foram

pesquisadas superfícies circulares de ruptura adotando-se o método de Bishop Simplificado,

que admite o equilíbrio de momentos em relação ao centro do círculo.

4.4.3 PARÂMETROS GEOTÉC�ICOS

Vale (2002) fundamentou seus estudos de estabilidade de taludes adotando parâmetros de

resistência ao cisalhamento, coesão (c’) e ângulo de atrito (φ’) efetivos, para solos e rochas de

acordo com as respectivas classes de maciço rochoso, as quais foram consideradas como

representativas de comportamentos geomecânicos similares. Desta forma, a heterogeneidade

foi considerada quando se utilizou o esquema de classificação do maciço rochoso.

Os parâmetros de resistência ao cisalhamento para os diferentes materiais e classes de maciço,

utilizados por Vale (2002), são apresentados na Tabela 4.15. Estes parâmetros foram baseados

na interpretação de resultados de ensaios de laboratório dos materiais coletados na Mina do

Cauê e em minas do Complexo de Itabira, bem como em outras minas do Quadrilátero

Ferrífero.

Nos estudos conduzidos por SPEC (2004), os parâmetros geotécnicos dos materiais

componentes da PDE foram estudados tanto por ECAD (2000) quanto por SPEC (2004). Os

ensaios realizados por SPEC (2004) tiveram a finalidade de estudar o solo arenoso

esbranquiçado (Quartzitos do Grupo Piracicaba) e o solo argiloso avermelhado (Xistos do

Grupo Nova Lima), além do itabirito decomposto (Formação Ferrífera) que compõe a

fundação da PDE.

73

Tabela 4.15 – Parâmetros de resistência ao cisalhamento adotados nas análises de estabilidade

(Vale, 2002)

Parâmetros de Resistência ao Cisalhamento

Descrição Classe de Maciço γγγγ(k�/m3)

Coesão c,

(kPa) ø' º

Estéril – PDE Aba Oeste não aplicável 19 20 28

Rejeito – Enchimento da Cava não aplicável 18 0 32

Cobertura – Colúvio (CO) não aplicável 20 50 22

Quartzo Mica Xisto (QMX) – Grupo Piracicaba VI 20 20 22

Quartzo Mica Xisto e Quartzito (QMX/QZ) – Grupo Piracicaba

VI 20 20 22

Quartzito (QZ) – Grupo Piracicaba VI 22 20 32

Grupo Piracicaba Indiviso (MP) VI 22 20 32

Quartzito Ferruginoso (QF) VI 22 30 32

Formação Ferrífera (FF) VI 30 60 36

Xistos e Gnaisses do Grupo Nova Lima (XT) (Resultados de Retroanálise da Seção C-D – Aba Norte)

VI 20 25 22

Xistos do Grupo Nova Lima (XT) (Resistência oblíqua à foliação)

VI 20 30 24

Xistos do Grupo Nova Lima (XT) (Resistência paralela à foliação)

VI 20 20 22

Sericita Xistos – Aba Oeste (SX) VI 19 20 20

Xistos/Gnaisses (rocha sã) indivisos do Grupo Nova Lima (XT II)

II 26 400 50

Na Tabela 4.16 apresentam-se dados comparativos sobre os parâmetros geotécnicos utilizados

anteriormente por ECAD (2000) e que foram aproveitados no Projeto Conceitual

desenvolvido por SPEC (2004), bem como os parâmetros extraídos de interpretação dos

ensaios de laboratório executados por SPEC (2004).

74

Tabela 4.16 – Parâmetros geotécnicos do Projeto Conceitual (SPEC, 2004)

Material

Peso Específico Úmido (k�/m³)

c’ (kPa)

Ø’(o) Estudado

Por:

Estéril Argiloso 19 15 27 SPEC Estéril Arenoso 16 0 25

Formação Ferrífera 25 60 33 Estéril 19 20 28

ECAD e SPEC / Projeto

Conceitual

Xisto VI 19 20 20 Rejeito 18 0 32

Formação Ferrífera 30 60 36 Xisto II 26 400 50

Na Tabela 4.17 apresentam-se os parâmetros geotécnicos adotados no Projeto Executivo

desenvolvido por SPEC (2004).

Tabela 4.17 – Parâmetros geotécnicos utilizados por SPEC (2004) no Projeto Executivo

(SPEC, 2004)

Material Peso Específico

Úmido (k�/m³)

c’ (kPa)

Ø’(o)

Estéril 18 15 26 Xisto VI 19 20 20 Rejeito 18 0 32

Formação Ferrífera 26 60 36 Xisto II 26 400 50

Já nos estudos realizados por RDIZ (2008), os parâmetros de resistência ao cisalhamento

assim como os pesos específicos (γ) dos materiais de fundação utilizados nas análises de

estabilidade foram os mesmos utilizados no projeto executivo da PDE - Aba Oeste elaborado

por SPEC (2004).

Por solicitação da equipe técnica da Vale os parâmetros do aterro foram alterados com base

nos estudos realizados por SBC (2005) para a Avaliação da Segurança das Pilhas para

Disposição de Estéril do Complexo Minerador de Itabira.

A Tabela 4.18 apresenta os parâmetros geotécnicos adotados nas análises efetuadas por RDIZ

(2008).

75

Tabela 4.18 – Parâmetros geotécnicos utilizados por RDIZ (2008) - (RDIZ, 2008)

Item Material Classe Peso Específico

γγγγnat (k�/m3)

Parâmetros de Resistência

c’ (kPa) Ø’ (o)

1 Estéril Ampliação (PDE

Nova) VI 18 15 28

2 Estéril Existente (PDE

existente) VI 18 15 30

3 Rejeito VI 18 0 32

4 Formação Ferrífera (FF) VI 26 60 36

5 Xisto II 26 400 50

6 Xisto VI 19 20 20

7 Enrocamento (Dreno de Pé) VI 22 0 45

4.4.4 ESTUDOS DE ESTABILIDADE

As análises de estabilidade que serão comentadas a seguir estão divididas de acordo com a

empresa responsável pela execução do projeto e seguem a mesma sequência da metodologia

de análise.

Com base na exposição das condições de estabilidade dos taludes da cava da Mina do Cauê

(Vale, 2002), foram selecionadas seções verticais geológico-geomecânicas representativas das

condições mais críticas para os principais setores da mina: Abas Norte, Sul e Oeste. Porém,

cabe salientar que serão apresentados neste trabalho somente as análises de estabilidade

relativas ao Talude da Aba Oeste, objeto de estudo desta dissertação. As demais análises

podem ser consultadas em Vale (2002).

As análises de estabilidade focaram principalmente a avaliação do efeito do enchimento da

cava com rejeitos para a estabilidade global da PDE – Aba Oeste, visto que o rejeito foi

contrapilhado com os taludes resultantes da lavra neste setor.

Todas as análises foram orientadas para a configuração final da PDE com a ocupação máxima

da cava por rejeitos, uma vez que a PDE será construída concomitante ao contrapilhamento

pelos rejeitos dispostos na cava. Nesta condição admitiu-se a existência de um lago

imediatamente no pé da PDE com profundidade máxima em torno de 3 m e NA na elevação

870 m, conforme descrito a seguir:

� Geometria dos taludes na condição de cava final (cava exaurida);

76

� Condições de saturação conforme representadas em cada uma das análises específicas.

Para a condição de cava final sem rejeitos, foi adotada a premissa de rebaixamento do

nível de água equivalente a uma bancada (cerca de 15 m) abaixo do fundo da cava. Para

os diversos cenários do enchimento da cava com rejeitos, adotou-se o nível de água

correspondente à superfície do rejeito e a consequente recuperação do nível de água no

entorno como correspondente a este nível.

� Conformação final de enchimento da cava com rejeitos segundo uma superfície planar

com 1% de declividade geral a partir da elevação 880 m na extremidade leste da cava.

� A profundidade máxima do lago, passível de ser formado a partir da água liberada pela

sedimentação e adensamento dos rejeitos na cava, foi estimada em cerca de 3 m, uma vez

que se regula a operação de captação de água na cava para abastecimento da usina. Em

função da conformação da praia de rejeitos formada, o lago foi confinado na porção oeste

da cava.

� Parâmetros de resistência ao cisalhamento dos diversos solos e rochas, conforme já

apresentado no item 4.4.3;

� Fator de Segurança (F.S.) igual ou maior que 1,30 como critério limite de estabilidade na

fase de operação;

� Mecanismo de ruptura representado por superfícies de cisalhamento discretas e contínuas.

Os resultados das análises de estabilidade realizadas por Vale (2002) para a Aba Oeste são

apresentados no APÊNDICE A, e os resultados do cenário crítico para as análises estão

consolidados na Tabela 4.19.

Tabela 4.19 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (Vale, 2002)

CE�ÁRIO FATOR DE

SEGURA�ÇA

Ruptura Global pela Fundação (Superfície Não Circular) 2,45

Ruptura pela PDE (Configuração Final) na elevação 775 metros

(Superfície Circular) 2,94







77

SPEC (2004), em consenso com a Vale, avaliou três casos para a estabilidade global da pilha

de estéril representando os diferentes estágios construtivos da pilha e as respectivas

estimativas de elevação do rejeito contrapilhado no pé da pilha.

Para cada combinação feita por SPEC (2004) de caso e hipótese de formação do lago, foram

ainda simuladas diferentes condições do parâmetro ru aplicado à fundação da pilha de estéril,

visto que, conforme relatório ECAD (2000), os ensaios triaxiais realizados no Xisto VI

indicaram o desenvolvimento de poropressões, logo, o percentual entre a poropressão u e a

tensão geostática aplicada, denominada (ru) foi da ordem de 0,2 a 0,8, ou seja, haveria um

acréscimo de poropressão na camada de Xisto VI, decorrente do carregamento gerado durante

a implantação do depósito de estéril. Os casos adotados estão resumidos na Tabela 4.20.

Tabela 4.20 - Casos de análises de estabilidade do projeto executivo (SPEC, 2004)

Casos Elevação (m)

ru PDE Rejeitos Lago

1 - Projeto Elevação 840 m 840 753 (1) 766 (2) e 830 (4) 0,2 e 0,5

2 - Projeto Elevação 870 m 870 795 (1) 798 (3) e 860 (4) 0,2 e 0,5

3 - Conformação Final da PDE na Elevação 945 m

e Rejeito (Fim de Operação) 945 867 (1) 880 (5) 0,2 e 0,5

Em cada caso analisado foram adotadas algumas hipóteses sendo: (a) estimativa da elevação

do rejeito contrapilhado no pé da pilha de estéril, baseado nas estimativas de produção de

estéril e rejeitos, cujo gráfico de Elevação versus Volume Acumulado é apresentado na Figura

4.20; (b) hipótese de elevação mínima do lago de decantação formado no pé da pilha,

admitida como equivalente à elevação do pé da PDE na conformação atual. A título de

informação, a elevação do lago em abril de 2004 era de 754,80 m; (c) hipótese de elevação

mínima do lago de decantação formado no pé da pilha, estimada como cerca de 3 m acima da

elevação do rejeito no pé da pilha de estéril. Profundidade mínima regulada pela operação de

captação de água para abastecimento da usina a partir da recuperação da água liberada pela

sedimentação e adensamento dos rejeitos na cava; (d) hipótese de elevação máxima do lago

de decantação formado no pé da pilha, admitida como equivalente a 10 m abaixo da elevação

máxima da PDE na conformação da respectiva etapa; (e) hipótese de elevação máxima do

lago de decantação formado no pé da pilha, admitida como equivalente à elevação da

drenagem natural da cava exaurida da Mina do Cauê.

78

760

770

780

790

800

810

820

830

840

850

860

870

880

890

900

910

920

930

940

950

960

00,0E+00 10,0E+06 20,0E+06 30,0E+06 40,0E+06 50,0E+06 60,0E+06 70,0E+06

Volume Acumulado (m³)

Elevação

(m)

Pilha de Estéril

Rejeito junto à Pilha

Figura 4.20 - Estimativas de produção de estéril e rejeitos (SPEC, 2004)

De acordo com SPEC (2004), para os estudos de estabilidade e verificação de viabilidade

geotécnica da PDE - Aba Oeste foi definida, em consenso com a Vale, a adoção da geometria

da pilha de estéril estabelecida originalmente por ECAD (2000) e que é apresentada nas

seções analisadas no Slope/W.

Nos estudos de estabilidade adotaram-se linhas piezométricas conforme dados levantados em

campo. Estas linhas piezométricas representaram as condições de saturação da pilha e

fundação em cada caso analisado, tendo sido definidas em função das nascentes existentes e

da superfície do lago de decantação formado.

Nas análises foram pesquisadas superfícies de ruptura por cisalhamento do tipo poligonal ou

especificadas, e circulares. Para os estudos com ruptura poligonal, admitiu-se a superfície

passando pelo Xisto VI, ou seja, ruptura condicionada pela fundação. No caso de rupturas

circulares, a análise ficou livre para pesquisar superfícies tanto pela PDE quanto pela

fundação.

Uma síntese dos resultados obtidos nas análises de estabilidade está na Tabela 4.21. Os

fatores de segurança obtidos para as diferentes condições analisadas foram superiores ao valor

limite de 1,30, usualmente admitido para estruturas em condição de operação. Observa-se que

79

o FS aumentou à medida que o lago sobe, pois o peso da água a jusante do talude gera um

agente estabilizante maior que a ação “instabilizante” decorrente do processo de saturação

interna da PDE (aumento de poropressão).

Tabela 4.21 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (SPEC, 2004)

CASOS ru

Fator de Segurança

Ruptura Circular Ruptura Poligonal no Xisto VI

Condição de �ível

de Água no Lago

Condição de �ível

de Água no Lago

1

Projeto Elevação

840 m

�.A – 766,0 �.A – 830,0 �.A – 766,0 �.A – 830,0

0,2 1,58 1,58 5,56 6,06

0,5 1,58 1,58 4,03 4,13

2

Projeto Elevação

870 m

�.A – 798,0 �.A – 860,0 �.A – 798,0 �.A – 860,0

0,2 1,42 1,53 3,87 4,04

0,5 1,42 1,53 3,61 3,59

3

Conformação Final da PDE na Elevação 945 m

e Rejeito (Fim de Operação)

�.A – 880,0 �.A – 880,0

0,2 1,34 2,43

0,5 1,34 1,67

Apesar das análises terem sido realizadas para três casos como visto na Tabela 4.21, nesta

pesquisa serão apresentadas somente as análises do caso 3, que é o caso mais crítico, onde

ocorre o maior volume acumulado de rejeitos e estéril (fim de operação). Os resultados das

análises de estabilidade com os círculos de ruptura estão apresentados no APÊNDICE B, e o

restante das análises podem ser consultadas em SPEC (2004).

Dando continuidade aos estudos de elevação da PDE - Aba Oeste, RDIZ (2008) realizou

análises de estabilidade considerando três cenários. Em cada cenário analisado considerou-se

a pilha de estéril em sua condição normal e na condição crítica de operação. Os referidos

cenários são apresentados a seguir:

� Cenário 1 - Geometria da PDE Aba Oeste em sua cota final (EL.1100 m) e cota do

reservatório na elevação EL.795 m, sendo a cota do rejeito 3 m abaixo deste nível.

Posição da linha freática definida segundo as leituras dos instrumentos existentes na época

do estudo. Duas situações são abordadas: (a) Situação Crítica - Análise Global e Local dos

taludes, considerou-se uma geração de poropressão da ordem de 50% (Parâmetro B=0,50)

em relação à nova camada de estéril disposta e uma elevação do nível freático de

aproximadamente 10 m para imposição de uma condição severa à estrutura. Foram

80

analisadas superfícies de ruptura circulares e plano-circulares; (b) Situação Normal -

Análise Global e Local dos taludes, considerou-se a total dissipação das poropressões

(Parâmetro B=0) e nível freático em sua posição normal. Foram analisadas superfícies de

ruptura circulares.

� Cenário 2 – Geometria da PDE Aba Oeste em sua cota final (EL.1100 m) e cota do


Posição da linha freática inferida conforme elevação do reservatório a jusante da pilha na

época do estudo. Duas situações são abordadas: (a) Situação Crítica - Análise Global e

Local dos taludes, considerou-se uma geração de poropressão da ordem de 50%

(Parâmetro B=0,50) em relação à nova camada de estéril disposta e uma elevação do nível

freático de aproximadamente 10 m para imposição de uma condição severa à estrutura.

Foram analisadas superfícies de ruptura circulares e plano-circulares; (b) Situação Normal

- Análise Global e Local dos taludes, considerou-se a total dissipação das poropressões


ruptura circulares.

� Cenário 3 - Geometria da PDE Aba Oeste em sua cota final (EL.1100 m) e cota do


Posição da linha freática inferida conforme elevação do reservatório a jusante da pilha na

época do estudo. Duas situações são abordadas: (a) Situação Crítica - Análise Global e

Local dos taludes, considerou-se uma geração de poropressão da ordem de 50%

(Parâmetro B=0,50) em relação a nova camada de estéril disposta e uma elevação do nível

freático de aproximadamente 10 m para imposição de uma condição severa à estrutura.

Foram analisadas superfícies de ruptura circulares e plano-circulares; (b) Situação Normal

- Análise Global e Local dos taludes, considerou-se a total dissipação das poropressões


ruptura circulares.

Além dos cenários propostos, foram analisadas também rupturas locais na porção existente da

pilha e na geometria de ampliação da mesma. E em todas as seções analisadas foram

pesquisados círculos críticos passando pelo aterro bem como pela fundação.

O acréscimo da poropressão considerado por SPEC (2004) na camada do Xisto Classe VI em

consequência do processo de disposição de estéril sobre esta camada, foi mantida nas novas

81

análises realizadas (Parâmetro B=0,50), sendo que, apenas a nova camada de estéril disposta

contribuiu para a geração deste acréscimo. Os resultados de cada seção crítica analisada,

indicando os possíveis círculos de ruptura para cada situação encontram-se no APÊNDICE C

e os resultados das análises de estabilidade estão consolidados na Tabela 4.22.

Tabela 4.22 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (RDIZ, 2008)

Fatores de Segurança

Descrição Análise Parâmetro B (Xisto VI)

�ível Freático/Situação F.S.

Cenário Geotécnico 1 – �ível Reservatório EL. 795 m

Seção Crítica A-A – Situação (a)

Global/Local 0,5 Elevado/Crítica >1,30

Seção Crítica A-A – Situação (b)

Global/Local 0 Normal >1,55











Análise local entre bancos

Seção Crítica A-A – Situação

(PDE Projetada) Local 0 Normal >1,65

Seção Crítica A-A – Situação

(PDE existente) Local 0 Normal >1,69

82

CAPÍTULO 5 ________________________________________________________

5. METODOLOGIA APLICADA �O �OVO ALTEAME�TO DA PDE

A metodologia apresentada a seguir representa a consolidação do conhecimento científico

descrito no Capítulo 2, juntamente com a experiência prática aplicada nos estudos realizados

por Vale (2002), SPEC (2004) e RDIZ (2008).

Sendo assim, com base em informações coletadas junto à Vale e em estudos anteriormente

realizados por outras empresas foram propostos alguns cenários considerando o lançamento

de camadas de estéril e/ou enrocamento sobre o rejeito adensado. Estas propostas têm como

premissa básica a possibilidade de aumentar o volume de estéril a ser depositado de forma

compartilhada na cava exaurida da Mina do Cauê.

Desse modo, analisando os aspectos mais relevantes no que tange a disposição compartilhada

de rejeito e estéril na cava, podem-se estabelecer as interferências acerca do lançamento de

rejeito na cava exaurida e a posterior disposição de estéril sobre este rejeito.

A conjunção dos novos estudos, àqueles anteriormente feitos, permitiu ao final desse trabalho,

a proposição e/ou adequação de diretrizes a serem seguidas para elevação da pilha de estéril,

definindo sua viabilidade, vantagens técnicas e econômicas.

Os estudos de estabilidade foram realizados com base na seção apresentada no projeto

executivo SPEC (2004) e RDIZ (2008). Estas seções são apresentadas da Figura 5.1 à Figura

5.3.

O ajuste da seção crítica se baseou na geometria proposta por RDIZ (2008) para o alteamento

da pilha até a cota de elevação 1100 m. Porém, não se tinha toda a fundação especificada na

seção proposta por RDIZ (2008), sendo assim, foi necessário um ajuste desta seção para

realização dos estudos apresentados nessa dissertação. Devido ao novo arranjo, a seção foi

ajustada de forma a representar a condição mais crítica aos novos estudos, sendo esta

apresentada da Figura 5.4 à Figura 5.6.

83

i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%

i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%i~1%

i~1%

Figura 5.1 – Vista em planta da pilha de estéril e contrapilhamento de rejeito na Cava da Mina do Cauê (Modificado - SPEC, 2004)

84

ELE

VAÇÕES (m)

ELE

VAÇÕES (m)

ELE

VAÇÕES (m)

Figura 5.2 – Seções analisadas por SPEC, 2004 (Modificado - SPEC, 2004)

85

Figura 5.3 – Seção analisada por RDIZ (Modificado - RDIZ, 2008)

86

2833000

372400

372200

371200

371400

371600

371800

372000

370200

370400

370600

370800

371000

370000

372400

372200

371200

371400

371600

371800

372000

370200

370400

370600

370800

371000

370000

2832600

2832800

2833000

2834000

2833800

2833600

2833400

2833200

2833200

2833400

2833600

2833800

2834000

2832800

2832600

0E-18

E-180

-1-15

E-20

E-20-1-15

-2-14

E-22

E-22-2-14

-3-13

E-24

E-24-3-13

-4-12

E-26

E-26-4-12

-5-11

E-28

E-28-5-11

-6-10

E-30

E-30-6-10

-7-9

E-32

E-32-7-9

-8(BANCOS ABAIXO DO 895)

E-34

E-34-8

-9

E-36

E-36-9

-10

E-38

E-38

-10

-11

E-40

E-40

-11

-12

E-42 -13

E-44 -14

E-46 -15

E-48 -16

E-50 -17

E-52 -18

E-54 -19

E-56 -20

E-58 -21

E-60 -22

E-62

2834200

2834200

369800

-8

(BANCOS ABAIXO DO 895)-8

2832400

2832200

2832400

2832200

372600

2834400

2834600

2834800

2834400

2834600

2834800

TÍTULO:

MAPA GEOLÓGICO DA

MINA CAUÊCAVA ATUAL

ESCALA

GAGHS

D I F S - G E T A S

685200

685000

685200

685000

684800

7832400

7832200

7831400

7832000

7831600

684800

7831800

7831200

7832400

686400

686200

686000

685800

685600

685400

7832800

687400

687200

687000

686800

686600

687200

687000

686800

686600

686400

686200

686000

685800

685600

685400

7833400

7833400

7833200

7833000

7832800

7832600

78330007

832600

7832200

7832000

7831800

7831600

7831400

7831200

7831000

7831000

7833200

687400

7832800

7832800

Curva de Nível

FF - Grupo Itabira - Formação Cauê

MP - Grupo Piracicaba Indiviso

CO - Coberturas Canga e Solos

SUPERGRUPO MINAS

IN - Intrusiva

QF - Quartzito Ferruginoso

SUPERGRUPO RIO DAS VELHAS

NL - Grupo Nova Lima Indiviso

LEGENDA

Seção Vertical c/ Drenagem

Crista de Banco c/ Pé Projetado

( SIMPLIFICADO )

DATA: ARQUIVO:

Mapa_GeoCA_Simplificado.dwgJulho / 2002

Formação Ferrífera Indivisa( Itabiritos e Hematitas)

Trincas Existentes

Seções Geológicas / Geomecânicas

A B

E

F

(Xistos, Quartzitos, Metacherts, etc)

(Quartzitos e Filitos)

NL

NL

NL

NL

QFQF

QF

QF

QF

QF

MP

MP

IN (?)

IN (?)

IN

IN

IN

FF

FF

FF

CO

CO

Figura 5.4 – Mapa Geológico da Cava da Mina do Cauê (Modificado - Vale, 2002)

87

PDE - Estéril Projetado

Formação Ferrífera (FF)Xisto VI

RejeitoXisto II (Rocha sã)

Seção A-B (m) (x 1000)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

Figura 5.5 – Seção inicial estudada no novo alteamento da PDE


PDE - Estéril Novo 1




Rejeito


Xisto II (Rocha sã)


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

Figura 5.6 – Seção final estudada no novo alteamento da PDE

88

5.1 CE�ÁRIOS PROPOSTOS PARA ESTUDO

Os estudos de estabilidade foram analisados em dois cenários, sendo o primeiro lançamento

só de estéril, e o segundo lançamento de enrocamento e estéril. Esta variação teve o objetivo

de verificar qual seria o comportamento do rejeito ao sofrer um acréscimo de carga provocado

por diferentes materiais com propriedades físicas e hidráulicas diferentes, pois se o mesmo

não alterar significativamente seu comportamento tanto de deformabilidade quanto de

percolação, surge a possibilidade de aproveitar os dois materiais para o início do alteamento.

O cenário 1 (Tabela 5.1) considerou uma condição de operação, com geração de acréscimos

de poropressão (ru ≠ 0) durante todo o alteamento. No cenário 2 (Tabela 5.2 e Tabela 5.3)

considerou-se a pilha de estéril primeiro numa condição em que não há mais geração de

acréscimos de poropressão (ru = 0) e depois numa condição de operação, com geração de

acréscimos de poropressão (ru ≠ 0) durante todo o alteamento, como no caso do cenário 1.

Os valores utilizados para simulação dos acréscimos de poropressão foram extraídos de SPEC

(2004), que adotou os resultados dos estudos realizados no Xisto VI por ECAD (2000), SBC

(2005) que estudou os estéreis de várias pilhas do Complexo Minerador de Itabira - MG e

Presotti (2002) que estudou um rejeito com características semelhantes ao rejeito depositado

na Cava da Mina do Cauê.

A adoção da cota do NA na elevação 880 m baseou-se nos estudos feitos por SPEC (2004)

onde as linhas piezométricas foram adotadas conforme dados levantados em campo. Portanto,

admitindo-se que a cota máxima de lançamento do rejeito será na elevação 880 m e que este

rejeito já esteja adensado nesta elevação, pode-se considerar que o NA na cota 880 m é

representativo da situação encontrada no campo, desde que não haja uma ligação entre os

aquíferos circundantes da cava.

Para a realização dos estudos de tensão-deformação foram analisados também dois cenários,

onde a diferença entre eles está no zoneamento do módulo de elasticidade do rejeito para um

dos cenários e no material utilizado para o alteamento, sendo eles, alteamento só com estéril e

com estéril e enrocamento. No primeiro caso o módulo de elasticidade é constante ao longo

de todo o depósito de rejeito, simulando a adoção de um valor único de módulo. Porém, no

segundo caso, o módulo de elasticidade é diferente em três zonas definidas segundo o

89

pesquisador, levando em consideração as tensões provocadas pelo alteamento da nova Pilha

de Disposição de Estéril (PDE).

No entanto, a definição destas zonas pode seguir outra configuração regida principalmente

pela segregação natural das partículas durante o lançamento do rejeito, porém esta situação

não será apresentada nesta dissertação, devendo ser realizada em futuras pesquisas.

5.2 METODOLOGIA DE A�ÁLISE

Todas as etapas construtivas do depósito foram implantadas considerando a disposição

ascendente, realizando lançamentos do material em camadas de altura máxima de 5 m e

inclinação de 1,0 (V): 2,0 (H), até ser atingida a altura final de 15 m prevista para cada banco

individual. A berma deixada entre cada banco é de 10 m.

A divisão dos alteamentos em quatro camadas não segue nenhuma regra, apenas dividiu-se os

230 m de material a ser lançado de maneira que inicialmente fosse lançada uma camada mais

fina de 5 m e o restante (225 m) em três camadas de 75 m , valor este que é múltiplo de cada

banco individual (15 m).

Na Figura 5.7 pode-se observar a situação da Cava da Mina do Cauê em 2008.

Figura 5.7 – Vista aérea da Cava da Mina do Cauê em 2008 (Vale, 2008)

90

Tabela 5.1 – Cenário 1 – Situação de operação com ru ≠ 0

CAMADA ESPESSURA DA CAMADA (m)

MATERIAL COTA �A (m)

ru CÍRCULO DE RUPTURA

1 5 Estéril sobre rejeito 880 0,4 (Xisto VI)

Estéril Projetado 0,2 (Rejeito)

1 5 Estéril sobre rejeito 880 0,4 (Xisto VI)

Estéril Novo 0,2 (Rejeito)

2 75 Estéril sobre estéril 880

0,4 (Xisto VI)


0,4 (PDE Estéril Novo 1)


0,4 (Xisto VI)




0,4 (Xisto VI)


0,4 (PDE Estéril Novo 1 e 2)


0,4 (Xisto VI)




0,4 (Xisto VI)


0,4 (PDE Estéril Novo 1, 2 e 3)

91

Tabela 5.2 – Cenário 2 – Situação com ru = 0




1 5 Enrocamento sobre rejeito 880 0 (em todos os materiais) Estéril Projetado

1 5 Enrocamento sobre rejeito 880 0 (em todos os materiais) Estéril Novo

2 75 Estéril sobre enrocamento 880 0 (em todos os materiais) Estéril Projetado

2 75 Estéril sobre enrocamento 880 0 (em todos os materiais) Estéril Novo

3 75 Estéril sobre estéril (camada 1 de

enrocamento) 880 0 (em todos os materiais) Estéril Projetado


enrocamento) 880 0 (em todos os materiais) Estéril Novo


enrocamento) 880 0 (em todos os materiais) Estéril Novo

92

Tabela 5.3 – Cenário 2 – Situação de operação com ru ≠ 0




1 5 Enrocamento sobre rejeito 880 0,4 (Xisto VI)


1 5 Enrocamento sobre rejeito 880 0,4 (Xisto VI)


2 75 Estéril sobre enrocamento 880 0,4 (Xisto VI)


2 75 Estéril sobre enrocamento 880 0,4 (Xisto VI)



enrocamento) 880

0,4 (Xisto VI)




enrocamento) 880

0,4 (Xisto VI)




enrocamento) 880

0,4 (Xisto VI)



93

Os estudos de estabilidade e tensão–deformação realizados neste trabalho consideraram os

efeitos do alteamento da PDE - Aba Oeste concomitante ao lançamento de estéril sobre os

rejeitos depositados na cava, desde a situação já estudada (cota 1100 m) até sua conformação

final. O tempo estimado para o alteamento final é de 20 anos, sendo 2 anos para a primeira

camada, 8 anos para a segunda, 6 anos para a terceira e 4 anos para a quarta camada. Este

tempo foi estimado em função da produção diária de estéril de 22.638 m3/dia (SPEC, 2004) e

do volume de material que a cava poderá receber no novo alteamento (aproximadamente 180

Mm3).

As análises de estabilidade e tensão–deformação foram realizadas utilizando os softwares

Slope/W e Sigma/W do pacote Geo-Studio, que permite a pesquisa de superfícies circulares e

não circulares pelo Método de Equilíbrio Limite (estabilidade dos taludes) e Método dos

Elementos Finitos para tensão-deformação. No estudo de estabilidade dos taludes, além do

método determinístico, fez-se também uma análise probabilística por meio do Método de

Monte Carlo, que já está inserido no software Slope/W, permitindo assim uma análise mais

real da situação de campo, devido à variabilidade dos materiais rejeito e estéril.

5.3 A�ÁLISE PROBABILÍSTICA CO�SIDERA�DO A VARIABILIDADE DOS PARÂMETROS GEOTÉC�ICOS

As análises de projeto devem considerar a variabilidade dos parâmetros geotécnicos. Num

estudo determinístico, a utilização de um parâmetro geotécnico único para o rejeito e/ou o

estéril não reflete o comportamento variável desses materiais. Nesse caso, a abordagem

probabilística é indicada por contemplar essa variabilidade, representando com eficiência o

comportamento do rejeito e/ou estéril (Espósito, 2000).

Existem vários métodos de análise probabilística e também vários programas que utilizam

estes métodos. No caso em estudo o programa utilizado é o Slope/W, no qual podem ser

executadas análises por meio de abordagem determinística ou probabilística. Para realização

das análises probabilísticas, o programa utiliza o Método de Monte Carlo com as opções de

distribuição: Normal, Log Normal, Uniforme, Triangular e Curva Generalizada. Nesse caso a

distribuição adotada foi a Triangular, pois restringe melhor o intervalo a ser analisado.

O Método de Monte Carlo consiste na geração simulada de conjuntos de valores das variáveis

probabilísticas envolvidas a partir de suas distribuições de probabilidade, de modo a calcular

94

um conjunto de valores da função estudada (no caso o FS) suficientemente amplo para a

obtenção de uma boa amostragem estatística. A probabilidade de falha será avaliada pela

razão entre a quantidade de insucessos e o número total de eventos simulados (Souza &

Vieira, 2007).

Os métodos de simulação têm grande importância como instrumentos em inúmeros projetos.

A simulação estocástica é um mecanismo de análise para avaliar modelos não-

determinísticos. Estes modelos, também chamados de modelos estocásticos, permitem a

representação de variáveis de incerteza e seus valores. Devido a estas variáveis de incerteza,

toda vez que um modelo não determinístico é avaliado, mesmo com os mesmos parâmetros

fornecidos, seu comportamento pode mudar. Cada avaliação calcula um valor diferente para

cada resultado do modelo. Após diversas execuções, estes resultados podem ser organizados

em histogramas de frequência, que são representações gráficas do número de vezes que cada

valor foi resultante em uma simulação (Muller, 2008).

O histograma pode ser visto como a função de distribuição de probabilidade dos resultados do

modelo. Além do FS, índice reconhecido nos estudos de estabilidade, informações sobre

probabilidade de risco e confiabilidade também são fornecidas. Probabilidade de risco é a

probabilidade de ocorrer um FS menor do que um valor crítico (FS < FSi) e confiabilidade R é

o complemento da probabilidade de risco. A soma da probabilidade de risco com a

confiabilidade deve perfazer um total de 1,0. Em uma análise de estabilidade o FS de

referência para a análise de risco é um (1,0), já que valores inferiores a esse valor significam

ruptura.

Conhecer a confiabilidade do FS, além do FSmédio, significa a possibilidade de uma

interpretação do comportamento mais realista, condizente com a grande variabilidade do

rejeito e/ou estéril.

5.4 JUSTIFICATIVA DA A�ÁLISE PROBABILÍSTICA PARA AVALIAÇÃO DO COMPORTAME�TO DA CAVA DA MI�A DO CAUÊ DURA�TE A DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA

Segundo Espósito (2000), num estudo determinístico calcula-se o valor do FS considerando

somente os parâmetros médios, ou outro qualquer adotado, baseando-se no bom senso ou na

experiência do projetista. Se o valor obtido para o FS for superior a 1 (um), assume-se a

95

condição de não ruptura. Quanto maior o valor encontrado para o FS mais estável será

considerada a estrutura analisada. No caso de análises probabilísticas, além dos valores de FS

é calculada também suas probabilidades de ocorrência. A Figura 5.8 apresenta uma situação

hipotética em que o Fator de Segurança Médio (FSmédio) encontrado é o mesmo para duas

distribuições específicas, porém os desvios padrão encontrados são diferentes (∆FS1 ≠ ∆FS2),

o que se justifica pelas diferentes variabilidades dos parâmetros geotécnicos.

Consequentemente as probabilidades de risco também seriam diferentes. Por outro lado,

muitas vezes algumas análises revelam valores altos para FS, porém associados a baixos

valores de confiabilidade, ou seja, altas probabilidades de risco, e não podem ser interpretadas

como resultados que atestam maior segurança para a estrutura analisada. Entretanto, dentro

desse contexto, uma questão quase que filosófica poderia ser lançada: qual seria uma faixa de

consenso adotada na avaliação da probabilidade de risco? Para Espósito & Assis em 1998 e

Espósito & Assis em 1999, citado em Espósito (2000), uma faixa de aceitação para

probabilidade de risco varia de 1/104 a 1/105, no caso de barragens de rejeito.

Figura 5.8 – Situações de FS envolvendo a média e o desvio padrão (Espósito, 2000)

Baseado nessas ponderações pode-se dizer que a utilização dos métodos probabilísticos

permite analisar o comportamento de uma cava preenchida com estéril e rejeito,

contemplando a variabilidade dos materiais que preenchem a estrutura, o que resulta em uma

avaliação muito mais rigorosa. Dessa forma, os estudos realizados nessa dissertação,

contemplando análises probabilísticas, fornecem subsídios para uma interpretação mais

aproximada da condição real de campo.

96

CAPÍTULO 6 ________________________________________________________

6. A�ÁLISES DE ESTABILIDADE E TE�SÃO-DEFORMAÇÃO PARA

O �OVO ALTEAME�TO DA PDE

A aplicação da metodologia proposta no capítulo 5 exigiu a determinação dos parâmetros

geotécnicos dos materiais que seriam utilizados na disposição compartilhada. O conhecimento

destes parâmetros permitiu detectar a variabilidade de cada material. Como os parâmetros

utilizados foram obtidos a partir de vários relatórios, nem todos os materiais possuíam a

mesma gama de dados, restringindo assim a análise probabilística à variação apenas dos

dados do estéril.

6.1 PARÂMETROS GEOTÉC�ICOS

Os parâmetros de resistência ao cisalhamento, coesão (c’) e ângulo de atrito (φ’), assim como

os pesos específicos (γ) dos materiais de fundação utilizados nas análises de estabilidade

foram os mesmos utilizados no projeto do alteamento da PDE - Aba Oeste elaborado por

RDIZ (2008). É importante ressaltar que estes parâmetros são bem semelhantes aos usados

por Vale (2002) e por SPEC (2004).

Já os parâmetros do aterro (PDE - Estéril Novo) foram adotados com base nos estudos

realizados por SBC (2005), porém não foram utilizados os parâmetros médios como foi

apresentado em RDIZ (2008), mas parâmetros obtidos a partir de um estudo estatístico no

qual utilizou-se o software @RISK v.5.0, onde o melhor ajuste para os dados de entrada foi a

distribuição triangular (APÊNDICE D). Os dados utilizados no estudo estatístico são

resultados dos ensaios realizados nos materiais constituintes de várias pilhas do complexo

minerador de Itabira - MG, sendo estes resultados sintetizados em forma de gráfico e já

apresentados na Figura 4.17 e Figura 4.18.

Adotou-se também uma geração de acréscimo da poropressão e o mesmo foi simulado através

da variação do parâmetro ru. Este acréscimo da poropressão ocorreu no rejeito, no Xisto VI e

97

na PDE - Estéril Novo (a partir do lançamento da camada 2 sobre a camada 1). Os valores

utilizados foram baseados em ensaios realizados por SPEC (2004), SBC (2005) e Presotti

(2002).

Para as análises de tensão-deformação foram necessários parâmetros como peso específico

(γ), módulo de elasticidade (E), coeficiente de empuxo no repouso (k0) e coeficiente de

Poisson (υ). Os valores de peso específico foram os mesmos adotados nas análises de

estabilidade realizadas anteriormente. Já os módulos de elasticidade para o rejeito

(APÊNDICE E) foram adotados com base nos resultados de Presotti (2002). A utilização

destes dados partiu da semelhança das características do rejeito estudado por Presotti (2002)

quando comparadas às características do rejeito disposto na Cava da Mina do Cauê. Os

módulos para o aterro (PDE - Estéril Projetado e Estéril Novo) foram adotados de acordo com

SBC (2005). Os demais parâmetros (k0 e υ), além dos módulos de elasticidade da fundação,

foram estimados com base em valores usualmente utilizados na prática da engenharia

geotécnica.

A Tabela 6.1 apresenta todos os parâmetros adotados nas análises de estabilidade e tensão-

deformação.

6.2 CALIBRAÇÃO DO MÉTODO DE MO�TE CARLO

Com o objetivo de definir o número de iterações necessárias para a convergência do resultado,

com a menor faixa de variação, foram feitas algumas simulações de estabilidade no Slope/W

considerando o Método de Monte Carlo com valores escolhidos randomicamente dentro do

intervalo fornecido nos dados de entrada. A Tabela 6.2 à Tabela 6.4 apresentam os resultados

(FSmín., FSméd., FSmáx., e probabilidade de falha) obtidos nas simulações com 1.000, 10.000 e

100.000 iterações, respectivamente, considerando o final de construção, ou seja, o lançamento

de quatro camadas sobre o rejeito.

Comparando os resultados das quatro simulações, nas três situações (1.000, 10.000 e

100.000), realizadas para cada caso (estéril em todas as camadas, e enrocamento na camada 1

e estéril nas demais camadas), conclui-se que a menor variação acontece quando são feitas

100.000 iterações, ou seja, a convergência dos resultados fica evidenciada na pequena

variação dos dados de saída.

98

Tabela 6.1 – Parâmetros adotados nas análises de estabilidade e tensão-deformação

Parâmetros Geotécnicos

Descrição Classe de Maciço γγγγ(k�/m

3) c’ (kPa) (média)

Ø’ (0) (média) E (MPa) K0 υ ru

Modelo Análise (Slope/W)

Modelo Análise (Sigma/W)

Estéril – PDE Aba Oeste (PDE Nova - 1 a 4)

VI 18 0 a 47 (15,7)*

19 a 35 (29,7)*

40 0,5 0,3 0 e 0,4 Mohr-Coulomb Linear-elástico

Estéril – PDE Aba Oeste (PDE Projetada)

VI 18 0 a 47 (15,7)*

19 a 35 (29,7)*

50 0,5 0,3 0 Mohr-Coulomb Linear-elástico

Rejeito – Enchimento da Cava

não aplicável

22 0 32 20 (Rej. 1); 35 (Rej. 2) e 65 (Rej. 3)

0,5 0,3 0 e 0,2 Mohr-Coulomb Linear-elástico

Formação Ferrífera (FF) VI 30 60 36 10.000 0,5 0,3 0 Mohr-Coulomb Linear-elástico

Sericita Xistos – Aba Oeste (Xisto VI)

VI 19 20 20 10.000 0,5 0,3 0 e 0,4 Mohr-Coulomb Linear-elástico

Xistos/Gnaisses (rocha sã) indivisos do Grupo Nova

Lima (Xisto II) II 26 400 50 20.000 0,5 0,3 0 Mohr-Coulomb Linear-elástico

Enrocamento II 22 0 45 60 0,5 0,3 0 Mohr-Coulomb Linear-elástico

* Indica parâmetros médios obtidos a partir de um estudo estatístico (APÊNDICE D).

99

Tabela 6.2 – Simulação da estabilidade utilizando Monte Carlo com 1.000 iterações

Estéril em todas as camadas Enrocamento na camada 1 e estéril nas demais

camadas

FSmed 1.28

Índice de confiança 2.620

Probabilidade de Falha (%) 0.1

Desvio Padrão 0.107

FSmin 0.99

FSmax 1.55

Total de iterações 1000

FSmed 1.34




FSmin 0.99

FSmax 1.67


FSmed 1.29




FSmin 0.96

FSmax 1.56


FSmed 1.35




FSmin 0.96

FSmax 1.70


FSmed 1.28




FSmin 0.96

FSmax 1.59


FSmed 1.35




FSmin 0.98

FSmax 1.67


FSmed 1.28




FSmin 0.97

FSmax 1.56


FSmed 1.34


Probabilidade de Falha (%) 0


FSmin 1.00

FSmax 1.68


100



camadas

FSmed 1.28




FSmin 0.93

FSmax 1.60


FSmed 1.35




FSmin 0.93

FSmax 1.70


FSmed 1.28




FSmin 0.93

FSmax 1.60


FSmed 1.35




FSmin 0.95

FSmax 1.71


FSmed 1.28




FSmin 0.91

FSmax 1.60


FSmed 1.35




FSmin 0.94

FSmax 1.72


FSmed 1.28




FSmin 0.90

FSmax 1.60


FSmed 1.34




FSmin 0.92

FSmax 1.72


101



camadas

FSmed 1.28




FSmin 0.89

FSmax 1.62


FSmed 1.35




FSmin 0.91

FSmax 1.75


FSmed 1.28




FSmin 0.91

FSmax 1.64


FSmed 1.34




FSmin 0.91

FSmax 1.74


FSmed 1.28




FSmin 0.90

FSmax 1.64


FSmed 1.35




FSmin 0.91

FSmax 1.75


FSmed 1.28




FSmin 0.89

FSmax 1.61


FSmed 1.35




FSmin 0.93

FSmax 1.73


102

6.3 RESULTADOS E A�ÁLISES

Na análise de estabilidade os critérios adotados comumente na engenharia consideram uma

estrutura estável e segura quando o FS for maior que 1,3 para a fase de operação e FS maior

que 1,5 para o fechamento e/ou desativação. E no caso da análise probabilística, a

probabilidade de falha deve ser menor que 1/10.000, ou seja, 0,01%, podendo ser aceita,

dependendo da situação, uma probabilidade de falha de 1/1.000, ou seja, 0,1%. Mas esta

situação deve ser analisada com critério e quantificando os possíveis danos que podem ser

causados caso a probabilidade de falha se confirme. Nas análises de tensão-deformação não

será adotado um deslocamento máximo da altura final de projeto. Porém, deve-se analisar

com critério os casos de deslocamentos que podem ocorrer durante as fases de alteamento das

camadas intermediárias, pois esses deslocamentos podem causar trincas e induzir uma

superfície de ruptura passando por uma dessas trincas.

6.3.1 SITUAÇÃO I�ICIAL DA CAVA DA MI�A DO CAUÊ

A situação inicial para o alteamento da PDE – Estéril Novo foi considerada a partir do último

estudo feito por RDIZ (2008) em que a PDE é alteada até a cota 1100 m e todo o excesso de

poropressão foi dissipado (ru= 0) antes do novo alteamento. O NA foi adotado na cota 880 m,

como justificado anteriormente no item 5.1. A Figura 6.1 e Figura 6.2 apresentam o resultado

da nova análise de estabilidade realizada.

Analisando a Figura 6.1, que é o ponto de partida para o novo alteamento, nota-se que o

FSBishop é maior que 1,5 e atende ao critério de fechamento e/ou desativação. Porém, a Figura

6.2 apresenta o resultado da análise probabilística em que o FSmédio é 1,49 e sua probabilidade

de falha é 0,214% ou 2/1.000. Apesar do resultado estar acima do valor máximo aceito que é

0,01% ou 1/10.000, o mesmo é considerado satisfatório, desde que, caso ocorra uma

instabilidade do talude analisado, as consequências sejam de pequenas proporções não

causando mortes nem danos ambientais.

103

1.57

PDE - Estéri l Projetado

Formação Ferríf era (FF)Xisto VI



0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevaçã

o (m) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

Figura 6.1 - Cava na situação inicial – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado

Função Densidade de Probabilidade

Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

0.94 1.06 1.18 1.30 1.42 1.54 1.66 1.78 1.90 2.02

FSméd 1,4913

FSmáx 2,0397

FSmín 0,9191Prob. Falha (%) 0,2140

Índice de Confiança 2,4700Desvio Padrão 0,1990

Total de iterações 100.000

Figura 6.2 – Situação inicial - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha

104

6.3.2 ESTABILIDADE - ALTEAME�TO SÓ COM ESTÉRIL E GERAÇÃO DE ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru ≠ 0)

A simulação do alteamento neste caso considerou apenas o lançamento de estéril com

acréscimo de poropressão (ru ≠ 0) durante os alteamentos. Este alteamento está dividido em

quatro camadas, sendo a primeira de 5 m e as demais de 75 m. Em cada alteamento verificou-

se a possibilidade de ruptura tanto no estéril projetado quanto no estéril novo (estabilidade

local). Não se obteve nenhum resultado de instabilidade global.

As análises a seguir consideraram uma situação de operação com valor de ru ≠ 0 para três

materiais (ru = 0,4 - Estéril Novo; ru = 0,2 - Rejeito e ru = 0,4 - Xisto VI) e ru = 0 nos demais

(Estéril Projetado, Formação Ferrífera e Xisto II). A cota do NA foi mantida na elevação 880

m e os resultados das análises com os respectivos círculos de ruptura estão apresentados da

Figura 6.3 à Figura 6.16.

A Figura 6.3 e a Figura 6.4 mostram os resultados da simulação do lançamento de uma

camada de 5 m de estéril sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Projetado. Neste caso a

variação do parâmetro ru fez com que o círculo de ruptura passasse pela fundação e pelo

rejeito, e não somente pela PDE – Estéril Projetado. Analisando a Figura 6.3 e a Figura 6.4

nota-se que o FS após o lançamento da primeira camada de estéril é maior ou igual a 1,3 tanto

na análise determinística quanto na probabilística, atendendo ao critério de operação, que é a

situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão. E sua probabilidade de falha

de 0% indica que não há FS < 1 para este caso, ou seja, não há ruptura nesta situação.

1.34



Rejeito




0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


105

Função Densidade de ProbabilidadeFrequência(%

)

Fator de Segurança

0

5

10

15

1.005 1.065 1.125 1.185 1.245 1.305 1.365 1.425 1.485 1.545

FSméd 1,2954

FSmáx 1,5107






camada de 5 m de estéril sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Novo. Analisando a Figura

6.5 e a Figura 6.6 nota-se que o FS após o lançamento da primeira camada de estéril é maior

que 1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística, atendendo ao critério de

operação, que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão. E sua

probabilidade de falha de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.

A Figura 6.7 e a Figura 6.8 mostram os resultados da simulação do alteamento da segunda

camada de 75 m de estéril sobre a primeira camada, também de estéril, e análise na PDE –

Estéril Projetado. Neste caso o lançamento da segunda camada fez com que o círculo de

ruptura voltasse a passar pela PDE – Estéril Projetado e não mais pela fundação e pelo rejeito.

Analisando a Figura 6.7 e a Figura 6.8 nota-se que o FS após o lançamento da segunda

camada de estéril é maior que 1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística,

atendendo ao critério de operação, que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de

poropressão. A probabilidade de falha obtida é 0,028% ou 3/10.000, que está próximo do

valor aceitável que é 0,01% ou 1/10.000.

106

1 . 7 8



Rejeito



P D E - E s t é r il N o v o 1

R e je it o

X is t o I I ( R o c h a s ã )


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

1.78



Figura 6.5 - Lançamento da camada 1 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo


Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

1.205 1.345 1.485 1.625 1.765 1.905 2.045 2.185 2.325 2.465

FSméd 1,8710

FSmáx 2,4999





107

1.61


PDE - Estéril Novo 1PDE - Estéril Novo 2

Rejeito

Formação Ferrífera (FF)

Xisto VI



0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21



Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

0.98 1.10 1.22 1.34 1.46 1.58 1.70 1.82 1.94 2.06

FSméd 1,5505

FSmáx 2,1411






camada de 75 m de estéril sobre a primeira camada, também de estéril, e análise na PDE –

Estéril Novo. Nota-se que o FS após o lançamento da segunda camada de estéril é maior que

1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística. Esta condição atende ao critério

de operação, que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão e sua


108

1.72

PDE - Estéril ProjetadoPDE - Estéril Novo 1


Rejeito




0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21



Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

1.415 1.475 1.535 1.595 1.655 1.715 1.775 1.835 1.895 1.955

FSméd 1,6951

FSmáx 1,9653





falha

A Figura 6.11 e a Figura 6.12 mostram os resultados da simulação do alteamento da terceira

camada de 75 m de estéril sobre a segunda camada, também de estéril, e análise na PDE –

Estéril Projetado. Neste caso o lançamento da terceira camada fez com que o círculo de

ruptura permanecesse na PDE – Estéril Projetado e que maior atenção deve ser dada ao talude

da PDE – Estéril Novo, uma vez que o mesmo acabou de ser formado.

Analisando a Figura 6.11 e a Figura 6.12 nota-se que o FS após o lançamento da terceira

camada de estéril é maior que 1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística,

atendendo ao critério de operação, que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de

poropressão. Sua probabilidade de falha é 0,008% ou 1/10.000 e é igual ao valor máximo

aceitável que é 0,01% ou 1/10.000.

109

1.71




Rejeito




0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21



Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

0.995 1.135 1.275 1.415 1.555 1.695 1.835 1.975 2.115 2.255

FSméd 1,6551

FSmáx 2,3314





falha



Estéril Novo. Nota-se que o FS após o lançamento da terceira camada de estéril é maior que

1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística, atendendo ao critério de operação,

que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão e sua probabilidade de

falha de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.

110

1.60




Rejeito




0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21



Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

1.045 1.145 1.245 1.345 1.445 1.545 1.645 1.745 1.845 1.945

FSméd 1,5175

FSmáx 1,9854





falha

A Figura 6.15 e a Figura 6.16 mostram os resultados da simulação do alteamento da quarta

camada de 75 m de estéril sobre a terceira camada, também de estéril, e análise na PDE –

Estéril Novo. Nota-se que o FS após o lançamento da quarta camada de estéril é maior que

1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística, atendendo ao critério de operação,

que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão e sua probabilidade de


111

1.59





Rejeito




0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5


0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21



Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

20

1.065 1.165 1.265 1.365 1.465 1.565 1.665 1.765 1.865 1.965

FSméd 1,4996

FSmáx 1,8967





falha

Após simular todos os alteamentos com ru ≠ 0 em alguns materiais e analisar os resultados dos

fatores de segurança, tanto determinísticos quanto probabilísticos, gerou-se os gráficos da

Figura 6.17 e da Figura 6.18 onde observa-se que há um acréscimo do FS na PDE – Estéril

Projetado e um decréscimo do FS na PDE – Estéril Novo. Este acréscimo do FS mostra que o

novo alteamento é estabilizante para a PDE – Estéril Projetado.

112

Figura 6.17 - Fator de segurança por Bishop – ru ≠ 0 – Alteamento só com estéril

Figura 6.18 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru ≠ 0 – Alteamento só

com estéril

Na Figura 6.17 e na Figura 6.18 nota-se também que a partir do alteamento da segunda

camada todos os fatores de segurança são superiores a 1,5, portanto, caso o lançamento de

estéril precise ser interrompido a partir desta camada a estrutura atende ao critério de

fechamento e/ou desativação, mesmo apresentando geração de acréscimos de poropressão.

A Tabela 6.5 apresenta um resumo dos valores do FS obtidos para simulações considerando a

situação com valor de ru ≠ 0.

113

Tabela 6.5 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru ≠ 0

Descrição Análise ru FS(Bishop)

(Determinístico)

FSmédio

(Probabilístico)

Probabilidade

de Falha (FS<1)

Camada 1 (estéril)

PDE – Estéril

Projetado ≠ 0

1,34

(Fig. 6.3)

1,30

(Fig. 6.4) 0

Camada 1 (estéril)

PDE – Estéril Novo

≠ 0 1,78

(Fig. 6.5)

1,87

(Fig. 6.6) 0

Camada 2 (estéril)

PDE – Estéril

Projetado ≠ 0

1,61

(Fig. 6.7)

1,55

(Fig. 6.8) 3/10.000

Camada 2 (estéril)


≠ 0 1,72

(Fig. 6.9)

1,70

(Fig. 6.10) 0

Camada 3 (estéril)

PDE – Estéril

Projetado ≠ 0

1,71

(Fig. 6.11)

1,66

(Fig. 6.12) 1/10.000

Camada 3 (estéril)


≠ 0 1,60

(Fig. 6.13)

1,52

(Fig. 6.14) 0

Camada 4 (estéril)


≠ 0 1,59

(Fig. 6.15)

1,50

(Fig. 6.16) 0

6.3.3 ESTABILIDADE - ALTEAME�TO COM E�ROCAME�TO E ESTÉRIL

A simulação dos alteamentos considerou o lançamento de enrocamento na primeira camada

de 5 m e estéril nas demais camadas de 75 m. Em cada alteamento verificou-se a

possibilidade de ruptura tanto no estéril projetado quanto no enrocamento e/ou estéril novo

(estabilidade local). Não se obteve nenhum resultado de instabilidade global.

Foram simuladas duas situações sendo a primeira considerando que não há geração de

acréscimo de poropressão (ru = 0), ou seja, a camada de enrocamento dissipa toda a

poropressão gerada durante o alteamento. E a segunda com geração de acréscimo de

poropressão (ru ≠ 0) durante os alteamentos.

114

6.3.3.1 SITUAÇÃO SEM ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru = 0)

As análises a seguir consideraram uma situação com ru = 0 em todos os materiais e cota do

NA, como no estudo anterior, na elevação 880 m. Os resultados das análises com os

respectivos círculos de ruptura estão apresentados da Figura 6.19 à Figura 6.31.


camada de 5 m de enrocamento sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Projetado.

Analisando a Figura 6.19 nota-se que o FSBishop após o lançamento da camada de enrocamento

é maior que 1,5 e atende ao critério de fechamento e/ou desativação. Porém, na Figura 6.20

(análise probabilística), apesar do FSmédio ser igual a 1,5, sua probabilidade de falha (0,227%

ou 2/1.000) está acima do valor máximo aceito que é 0,01% ou 1/10.000. Esse resultado está

acima do valor máximo aceito, mas o mesmo é considerado satisfatório , desde que, caso

ocorra uma instabilidade do talude analisado, as consequências sejam de pequenas proporções

não causando mortes nem danos ambientais.

1.57

PDE - Estéri l Projetado Rejeito

Formação Ferrífera (FF) Xisto VI


Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5


0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Estéril Projetado

115

Função Densidade de ProbabilidadeFrequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

0.94 1.06 1.18 1.30 1.42 1.54 1.66 1.78 1.90 2.02

FSméd 1,4968

FSmáx 2,0693





probabilidade de falha

A Figura 6.21 mostra o resultado da simulação do lançamento de uma camada de 5 m de

enrocamento sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Novo e nota-se que o FSBishop após o

lançamento da camada de enrocamento é maior que 1,5, atendendo ao critério de fechamento

e/ou desativação. Porém, neste caso, não foi possível realizar uma análise probabilística do

lançamento do enrocamento sobre o rejeito porque, por falta de dados disponíveis, não foi

estabelecida uma faixa de variação para estes materiais e, portanto, o programa só apresenta o

resultado determinístico.

Vale ressaltar que para a simulação deste alteamento foi preciso adotar o valor de coesão do

enrocamento igual a um, pois, simulando com o valor de coesão igual a zero ocorre o

chamado “efeito casquinha”, onde se dá o rompimento precoce do talude antes da

mobilização do ângulo de atrito.


camada de 75 m de estéril sobre a primeira camada de enrocamento e análise na PDE – Estéril

Projetado. Nota-se que o FSBishop (Figura 6.22) após o lançamento da camada de estéril sobre

o enrocamento é maior que 1,5 e atende ao critério de fechamento e/ou desativação. Na Figura

6.23 (análise probabilística) o FSmédio é maior que 1,5 e sua probabilidade de falha (0,03% ou

3/10.000) está próximo do valor aceitável que é 0,01% ou 1/10.000.

116

1 . 9 6

R e je it o

Xis t o I I ( Ro c h a s ã )

E n r oc a m e n t o


Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

1.96


Enrocamento


enrocamento

1.60



Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 100

0)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Projetado

117


Fator de Segurança

0

5

10

15

0.915 1.055 1.195 1.335 1.475 1.615 1.755 1.895 2.035 2.175

FSméd 1,5614

FSmáx 2,1706




Figura 6.23 – Lançamento da camada 2 (estéril) Análise probabilística do FS e probabilidade

de falha



Novo.

Analisando a Figura 6.24 observa-se que o FSBishop após o lançamento da camada de estéril

sobre o enrocamento é maior que 1,5 e atende ao critério de fechamento e/ou desativação. Na

Figura 6.25 (análise probabilística) além do FSmédio ser maior que 1,5 sua probabilidade de


2.00



Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1

000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Novo

118


Fator de Segurança

0

5

10

15

1.21 1.37 1.53 1.69 1.85 2.01 2.17 2.33 2.49 2.65

FSméd 1,9486

FSmáx 2,7220








Estéril Projetado. Nota-se que o FS após o lançamento da terceira camada de estéril é maior


fechamento e/ou desativação. A probabilidade de falha (0,019% ou 2/10.000) está próximo do


1.70




Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Projetado

119


Fator de Segurança

0

5

10

15

0.90 1.06 1.22 1.38 1.54 1.70 1.86 2.02 2.18 2.34

FSméd 1,6455

FSmáx 2,3463








Estéril Novo. Nota-se que o FS é maior que 1,5 tanto na análise determinística quanto na

probabilística, atendendo ao critério de fechamento e/ou desativação. A probabilidade de falha

de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.



Estéril Novo.

Analisando a Figura 6.30 nota-se que o FSBishop após o lançamento da quarta camada de estéril

é maior que 1,5 e atende ao critério de fechamento e/ou desativação. Na Figura 6.31 (análise

probabilística) o FSmédio é maior que 1,5 e sua probabilidade de falha de 0% indica que não há

FS < 1 para este caso.

120

1.90




Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5


0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Novo


Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

1.205 1.345 1.485 1.625 1.765 1.905 2.045 2.185 2.325 2.465

FSméd 1,8204

FSmáx 2,4664






121

1.86





Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m) (x 10

00)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Novo


Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

1.25 1.37 1.49 1.61 1.73 1.85 1.97 2.09 2.21 2.33

FSméd 1,7640

FSmáx 2,2824






122

Após simular todos os alteamentos com o parâmetro ru = 0 e analisar os resultados dos fatores

de segurança, tanto determinísticos quanto probabilísticos, gerou-se os gráficos da Figura 6.32

e da Figura 6.33 onde observa-se que há um acréscimo do FS na PDE – Estéril Projetado e

um decréscimo do FS na PDE – Estéril Novo. Este acréscimo do FS mostra que o novo

alteamento é estabilizante para a PDE – Estéril Projetado, como no caso anterior.

Figura 6.32 - Fator de segurança por Bishop – ru = 0 – Alteamento com enrocamento e estéril

Figura 6.33 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru = 0 – Alteamento com

enrocamento e estéril


situação com valor de ru = 0.

123

Tabela 6.6 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru = 0


(Determinístico)

FSmédio

(Probabilístico)

Probabilidade

de Falha (FS<1)

Camada 1 (enrocamento)

PDE – Estéril

Projetado 0

1,57

(Fig. 6.19)

1,50

(Fig. 6.20) 2/1.000


Enroca-mento

0 1,96

(Fig. 6.21) - -

Camada 2 (estéril)

PDE – Estéril

Projetado 0

1,60

(Fig. 6.22)

1,56

(Fig. 6.23) 3/10.000

Camada 2 (estéril)


0 2,00

(Fig. 6.24)

1,95

(Fig. 6.25) 0

Camada 3 (estéril)

PDE – Estéril

Projetado 0

1,70

(Fig. 6.26)

1,65

(Fig. 6.27) 2/10.000

Camada 3 (estéril)


0 1,90

(Fig. 6.28)

1,82

(Fig. 6.29) 0

Camada 4 (estéril)


0 1,86

(Fig. 6.30)

1,76

(Fig. 6.31) 0

6.3.3.2 SITUAÇÃO COM ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru ≠ 0)

As análises a seguir consideraram uma situação com parâmetro ru ≠ 0 em três materiais (ru =

0,4 - Estéril Novo; ru = 0,2 - Rejeito e ru = 0,4 - Xisto VI) e ru = 0 nos demais (Estéril

Projetado, Formação Ferrífera, Xisto II, Enrocamento). Igualmente às análises anteriores, a

cota do NA foi mantida na elevação 880 m.

Os resultados das análises com os respectivos círculos de ruptura estão apresentados da

Figura 6.34 à Figura 6.46.


camada de 5 m de enrocamento sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Projetado. Neste

caso a variação do parâmetro ru faz com que o círculo de ruptura passe pela fundação e pelo

rejeito, e não somente pela PDE – Estéril Projetado. Esta situação também foi observada no

lançamento da camada 1 de estéril na Figura 6.3.

124

Analisando a Figura 6.34 e a Figura 6.35 nota-se que o FS após o lançamento da primeira

camada de enrocamento é maior que 1,3 tanto na análise determinística quanto na

probabilística, atendendo ao critério de operação, que é a situação em que ocorre a geração do

acréscimo de poropressão e sua probabilidade de falha de 0% indica que não há FS < 1 para

este caso.

1.38


Rejeito

Formação Ferrífera (FF)

Xisto VIXisto II (Rocha sã)

Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Estéril Projetado


Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

1.075 1.135 1.195 1.255 1.315 1.375 1.435 1.495 1.555 1.615

FSméd 1,3407

FSmáx 1,5715






125

A Figura 6.36 mostra o resultado do lançamento de uma camada de 5 m de enrocamento

sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Novo. Nota-se que o FSBishop após o lançamento da

camada de enrocamento é maior que 1,3 e atende ao critério de operação, que é a situação em

que ocorre a geração do acréscimo de poropressão. Porém, como no caso da Figura 6.5, não

há como fazer uma análise probabilística do lançamento do enrocamento sobre o rejeito

porque não foi estabelecida uma faixa de variação para estes materiais e, portanto, o programa

só apresenta o resultado determinístico.

Vale ressaltar que foi adotada nesta simulação a mesma consideração anterior a respeito do

valor da coesão do enrocamento, pois ao realizar as simulações com o valor de coesão igual a

zero ocorre o chamado “efeito casquinha”, onde se dá o rompimento precoce do talude antes

da mobilização do ângulo de atrito.

1 . 5 9

PDE - Estéril Projetado Rejeito



EnrocamentoE n r o c am e n t o

X is t o I I ( Ro c h a s ã )

R e je it o


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 100

0)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

1.59

Enrocamento

Xisto II (Rocha sã)Rejeito


enrocamento



126

Projetado. Analisando a Figura 6.37 nota-se que o FSBishop após o lançamento da segunda

camada de estéril é maior que 1,3 e atende ao critério de operação, que é a situação em que

ocorre a geração do acréscimo de poropressão. Na Figura 6.38 (análise probabilística) o

FSmédio é maior que 1,3 e sua probabilidade de falha (0,028% ou 3/10.000) está próximo do


1.61



Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m) (x 10

00)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Projetado


Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

0.99 1.11 1.23 1.35 1.47 1.59 1.71 1.83 1.95 2.07

FSméd 1,5503

FSmáx 2,1204






127

Os resultados da simulação do alteamento da segunda camada de 75 m de estéril sobre a

primeira camada de enrocamento e análise na PDE – Estéril Novo são apresentados na Figura

6.39 e na Figura 6.40. Nota-se que o FSBishop após o lançamento da segunda camada de estéril

é maior que 1,3 e atende ao critério de operação, que é a situação em que ocorre a geração do

acréscimo de poropressão. Na Figura 6.40 (análise probabilística), além do FSmédio ser maior

que 1,3, sua probabilidade de falha de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.

1.95



Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Novo


Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

1.645 1.705 1.765 1.825 1.885 1.945 2.005 2.065 2.125 2.185

FSméd 1,9206

FSmáx 2,1626








Estéril Projetado. Analisando a Figura 6.41 nota-se que o FSBishop após o lançamento da

128

terceira camada de estéril é maior que 1,3 e atende ao critério de operação, que é a situação

em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão. Na Figura 6.42 (análise probabilística)

o FSmédio é maior que 1,3 e sua probabilidade de falha (0,012% ou 1/10.000) está de acordo

com o valor aceitável que é 0,01% ou 1/10.000.

1.70




Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Projetado


Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

0.985 1.125 1.265 1.405 1.545 1.685 1.825 1.965 2.105 2.245

FSméd 1,6530

FSmáx 2,3359






129



Estéril Novo. Analisando a Figura 6.43 nota-se que o FSBishop após o lançamento da terceira

camada de estéril é maior que 1,3 e atende ao critério de operação, que é a situação em que

ocorre a geração do acréscimo de poropressão. Na Figura 6.44 (análise probabilística) o

FSmédio é maior que 1,3 e sua probabilidade de falha de 0% indica que não há FS < 1 para este

caso.

1.70




Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Novo


Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

1.08 1.20 1.32 1.44 1.56 1.68 1.80 1.92 2.04 2.16

FSméd 1,6109

FSmáx 2,1369






130



Estéril Novo. Nota-se que o FSBishop após o lançamento da quarta camada de estéril é maior


operação, que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão. Sua


1.63





Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5


0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21


Novo


Frequência (%)

Fator de Segurança

0

5

10

15

1.065 1.165 1.265 1.365 1.465 1.565 1.665 1.765 1.865 1.965

FSméd 1,5397

FSmáx 2,0048






131

Após simular todos os alteamentos com parâmetro ru ≠ 0 em alguns materiais e analisar os

resultados dos fatores de segurança, tanto determinísticos quanto probabilísticos, gerou-se os

gráficos da Figura 6.47 e da Figura 6.48 onde observa-se que há um acréscimo do FS na PDE

– Estéril Projetado e um decréscimo do FS na PDE – Estéril Novo. Este acréscimo do FS

mostra que o novo alteamento é estabilizante para a PDE – Estéril Projetado, como nas

simulações anteriores.

Figura 6.47 - Fator de segurança por Bishop – ru ≠ 0 – Alteamento com enrocamento e estéril

Figura 6.48 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru ≠ 0 – Alteamento com

enrocamento e estéril

Na Figura 6.47 e na Figura 6.48 nota-se também que a partir do alteamento da segunda

camada todos os fatores de segurança são superiores a 1,5, portanto, caso o lançamento de

132

estéril precise ser interrompido a partir desta camada a estrutura atende ao critério de

fechamento e/ou desativação, mesmo apresentando geração de acréscimos de poropressão.


situação com valor de ru ≠ 0.

Tabela 6.7 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru ≠ 0


(Determinístico)

FSmédio

(Probabilístico)

Probabilidade

de Falha (FS<1)


PDE – Estéril

Projetado ≠ 0

1,38

(Fig. 6.34)

1,34

(Fig. 6.35) 0


Enroca-mento

≠ 0 1,59

(Fig. 6.36) - -

Camada 2 (estéril)

PDE – Estéril

Projetado ≠ 0

1,61

(Fig. 6.37)

1,55

(Fig. 6.38) 3/10.000

Camada 2 (estéril)


≠ 0 1,95

(Fig. 6.39)

1,92

(Fig. 6.40) 0

Camada 3 (estéril)

PDE – Estéril

Projetado ≠ 0

1,70

(Fig. 6.41)

1,65

(Fig. 6.42) 1/10.000

Camada 3 (estéril)


≠ 0 1,70

(Fig. 6.43)

1,61

(Fig. 6.44) 0

Camada 4 (estéril)


≠ 0 1,63

(Fig. 6.45)

1,54

(Fig. 6.46) 0

No caso específico desta dissertação, os valores encontrados podem não atender totalmente

aos critérios preestabelecidos, visto que foram feitas algumas simplificações e/ou adaptações

para o caso em estudo. Portanto, os comentários sobre os resultados do FS devem ser

interpretados com ressalvas, pois, alguns parâmetros foram estimados, não tendo sido

confirmados em laboratório.

A análise probabilística apresenta resultados que indicam a probabilidade de falha da

estrutura, porém, estes devem ser analisados e aplicados com bastante critério, lembrando que

a probabilidade de falha é calculada para um FS igual a 1, ou seja, para FS > 1 a

probabilidade de falha é igual a zero e para FS < 1 a probabilidade de falha é a porcentagem

de FS < 1 do total de iterações simuladas.

133

Vale ressaltar que a diferença entre o valor dos fatores de segurança para uma mesma

situação, mudando apenas o local analisado, pode ser explicada pela diferença de altura da

camada analisada, visto que a PDE – Estéril Projetado tem mais de 230 m e a PDE – Estéril

Novo inicia-se com 5 m. Porém, à medida que se lança as demais camadas há uma tendência

de aproximação do FS, pois as camadas começam a ter espessuras próximas. Esta análise vale

tanto para o FSBishop (determinístico) quanto para o FSmédio (probabilístico).

Analisando os resultados da análise de estabilidade, observa-se que, de uma maneira geral, à

medida que se processam os alteamentos aumenta o FS da PDE – Estéril Projetado e o FS da

PDE – Estéril Novo diminui para todas as situações simuladas. Entretanto, mesmo com o

decréscimo do FS, o valor obtido ainda é superior aos valores exigidos para operação

(FS>1,3) ou desativação e/ou fechamento (FS>1,5). Além do FS, quando se analisa a

probabilidade de falha conclui-se que a estrutura é estável e segura, apesar de algumas

situações simuladas apresentarem uma probabilidade de falha superior a 1/10.000. Contudo, o

resultado global é considerado satisfatório e aceitável.

Como não houve grandes variações do FS quando se lançou estéril ou enrocamento na

camada 1 é melhor adotar o lançamento de enrocamento uma vez que o mesmo funcionará

como um tapete drenante, não deixando que o NA fique acima da cota 880 m, evitando assim

que haja afloramento de água no talude de jusante do novo alteamento, o que provocaria

instabilidade, além de evitar a geração de acréscimo de poropressão. No entanto, deve-se ter

atenção aos deslocamentos verticais causados pelo lançamento do enrocamento sobre o

rejeito, pois, se a camada de enrocamento se deformar em excesso a mesma perderá a função

de tapete drenante, podendo causar uma instabilidade para o alteamento da PDE.

Uma rotina importante antes de iniciar as simulações é estabelecer o número de iterações que

serão realizadas pelo Método de Monte Carlo. Devem ser estabelecidas pelo menos três

hipóteses (1.000, 10.000 e 100.000) e verificar qual delas apresenta a menor variação dos

resultados de saída, ou seja, quando acontece a convergência dos valores de FS, média e

desvio padrão. Deve-se estabelecer que o Método de Monte Carlo utilize dados randômicos,

assim a convergência dos resultados pode ser melhor analisada. O número de iterações está

diretamente ligado à probabilidade de ruptura, portanto, para uma probabilidade de ruptura de

1/10.000 deve-se fazer no mínimo 100.000 iterações.

134

Caso o tempo de processamento das simulações seja muito grande, da ordem de horas ou dias,

devido ao elevado número de iterações feitas pelo Método de Monte Carlo, pode-se reduzir

este tempo fazendo simulações com um número menor de iterações e quando a média e o

desvio padrão apresentarem pequena variação, assume-se que a distribuição normal é

representativa nesse caso e a partir da média e do desvio padrão calcula-se a probabilidade de

ruptura para FS com valores menores que a unidade.

6.3.4 TE�SÃO-DEFORMAÇÃO – ALTEAME�TO SÓ COM ESTÉRIL

A simulação dos alteamentos, neste caso, considerou apenas o lançamento de estéril dividido

em quatro camadas, sendo a primeira de 5 m e as demais de 75 m. Em cada alteamento

verificou-se o deslocamento vertical, ou seja, na direção y, e as tensões totais atuantes na

direção x.

Foram simuladas duas situações, sendo a primeira com módulo de elasticidade único (65

MPa) para o rejeito e a segunda com módulo de elasticidade variável, dividindo o rejeito em

três zonas (20 MPa (rejeito 1), 35 MPa (rejeito 2) e 65 MPa (rejeito 3), que variam em função

da altura da camada de material acima do rejeito. Estas zonas foram definidas com o intuito

de representar as tensões há que o rejeito está submetido durante os alteamentos, porém, esta

pode não ser a situação mais próxima do que acontece em campo devido à segregação natural

das partículas durante a deposição, devendo a interpretação dos resultados ser realizada com

cautela.

6.3.4.1 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE Ú�ICO

A simulação do alteamento considerando o rejeito com módulo de elasticidade único (65

MPa) procurou representar uma situação em que ao analisar o resultado dos ensaios triaxiais,

adota-se o maior módulo e considera-se toda a camada de rejeito submetida há uma

distribuição de tensões uniforme.

A Figura 6.49 e a Figura 6.50 apresentam as situações inicial (antes do alteamento) e final

(após os quatro alteamentos) e observa-se que o carregamento na camada de rejeito não é

distribuído de maneira uniforme, porém, nessa simulação, esta foi a condição adotada para

todas as etapas apresentadas da Figura 6.51 à Figura 6.54.

135





0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevaçã

o (m) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

Figura 6.49 – Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas





Rejeito




0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

Figura 6.50 – Situação final após o lançamento das quatro camadas

A Figura 6.51 simula o lançamento de uma camada de 5 m de estéril sobre o rejeito. Nota-se

na Figura 6.51a que o deslocamento máximo na direção y (7 m) ocorre na PDE – Estéril

Projetado. Porém, o rejeito apresenta um deslocamento de 3 m e este deslocamento pode

alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser

corrigida com um novo alteamento.

Já na Figura 6.51b, as tensões totais atuantes na direção x provocam compressão (+) na parte

central da cava e tração (-) nas extremidades, indicando que a massa de materiais depositados

na cava tende a se concentrar no centro da cava.

A Figura 6.52 simula o lançamento da segunda camada de 75 m de estéril sobre a primeira

camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (7 m)

ocorre na PDE – Estéril Projetado, como na situação anterior. Porém, observa-se que os

deslocamentos na região onde está sendo lançada a nova camada aumentaram de 3 m (Figura

6.51a) para 5,5 m e que ocorre uma concentração de deslocamentos na interface da nova

camada com os materiais já dispostos na cava. Este deslocamento pode alterar a altura final da

136

camada de estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com um

novo alteamento.


central da cava e tração (-) nas extremidades, apresentando o mesmo comportamento da

Figura 6.51b.

A Figura 6.53 simula o lançamento da terceira camada de 75 m de estéril sobre a segunda


ocorre na PDE – Estéril Novo. Este deslocamento ocorre na região da interface da camada de

estéril com o depósito de rejeito e o mesmo pode alterar a altura final da camada de estéril que

foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com um novo alteamento. Esta

situação mostra que o rejeito é um material compressível quando submetido a sobrecarga.

Ocorre também uma concentração de deslocamentos na interface das novas camadas com os

materiais já dispostos na cava. Observa-se também que na Figura 6.53b o comportamento é

similar às simulações anteriores.



Rejeito



-7

-5

-3 -3 -1.5

-1.5

-0.5


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)



Rejeito



-1500

-1500

-500

0

500 1000

1000 1000

2500


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)


totais na direção x

137



Rejeito



-7

-5.5

-5

-3.5 -3 -3

-2 -0.5

-0.5


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)



Rejeito



-1500

-1500

0

0

500 1000 1000

2000

2500 3500


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)







Rejeito



-8

-7.5

-7

-7 -5.5

-5 -5 -4.5

-3

-3

-1.5 -0.5


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)





Rejeito



-1500

-1500

0 0

500 1000

1500

2500

3000 4000


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)



138

A Figura 6.54 simula o lançamento da quarta camada de 75 m de estéril sobre a terceira


ocorre na PDE – Estéril Novo. Este deslocamento ocorre na região da interface da quarta

camada de estéril com a terceira camada e pode alterar a altura final da camada de estéril que

foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com um novo alteamento.

Observa-se também que não há concentração de deslocamentos na interface das camadas

como nas simulações anteriores.


central da cava e tração (-) nas extremidades. Porém, as tensões de tração na região da

fundação próximas ao depósito de rejeito diminuíram de 1500 kPa para 1000 kPa.






Rejeito



-10

-8

-8

-8

-6

-4 -2

-2


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)






Rejeito



-1500 -1000

0 500

15 00

1500 2000 2000

3000 3500

4500


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)



A Tabela 6.8 apresenta um resumo dos resultados dos deslocamentos máximos na direção y.

Considerando que o deslocamento máximo de 10 m equivale a 4,4% da espessura final do

alteamento, conclui-se que todos os valores encontrados são aceitáveis para esta situação,

139

porém, deve-se ficar atento, pois este deslocamento pode gerar trincas de tração e provocar

instabilidade da estrutura.

Tabela 6.8 – Resultado das análises de tensão-deformação

Descrição Material do alteamento

Módulo de elasticidade do rejeito

Deslocamento na direção y (máximo)

Lançamento da camada 1 (Fig. 6.51) Estéril Único (65 MPa) 7 m




6.3.4.2 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE VARIÁVEL

A simulação que será apresentada no segundo caso adota o módulo de elasticidade variável

em três zonas: 20 MPa (rejeito 1), 35 MPa (rejeito 2) e 65 MPa (rejeito 3). Estas zonas foram

definidas pelo pesquisador, levando em consideração as tensões provocadas pelo alteamento

da nova PDE, porém, como dito anteriormente, esta situação pode não ser uma situação real

de campo devido à segregação natural das partículas durante a deposição.


(após os quatro alteamentos) e as mesmas são utilizada para as simulações de todas as etapas

apresentadas da Figura 6.57 à Figura 6.60.




Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

Figura 6.55 - Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas

140





Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3





0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

Figura 6.56 – Situação final após o lançamento das quatro camadas

A Figura 6.57 simula o lançamento de uma camada de 5 m de estéril sobre o rejeito (três

zonas) e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (7 m) ocorre na PDE –

Estéril Projetado. Porém, na região denominada rejeito 2 ocorrem deslocamentos de 6 m,

sendo este valor equivalente a 2 vezes o deslocamento encontrado para o rejeito com módulo

único como visto na Figura 6.51. Este deslocamento pode alterar a altura final da camada de

estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com um novo

alteamento


central da cava e tração (-) nas extremidades, indicando que a massa de materiais depositados

na cava tende a se concentrar no centro da cava. Este comportamento é similar ao

comportamento apresentado na simulação em que o rejeito tem módulo único, mudando

somente os locais de maior concentração das tensões.



ocorre na PDE – Estéril Novo, sendo este valor equivalente a 1,5 vezes o deslocamento

encontrado para o rejeito com módulo único como visto na Figura 6.52a. Observa-se também

que não há concentração de deslocamentos na interface das camadas como nas simulações

anteriores onde o rejeito possuía módulo de elasticidade único. Porém, este deslocamento

pode alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a

mesma ser corrigida com um novo alteamento.

Observa-se também que na Figura 6.58b o comportamento se repete, mudando somente os

locais de concentração das tensões.

141




Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3


-7

-6

-5.5

-3.5

-3.5

-2.5 -1.5 -0.5

-0.5


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)




Rejeito 1Rejeito 2

Rejeito 3


-1500

-1500

0

0 500

1000

1500 2500


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)






Rejeito 1Rejeito 2

Rejeito 3

PDE - Estéril Novo 1 -10

-6

-4 -4 -2

-2

-2

-2


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)




Rejeito 1Rejeito 2Rejeito 3


-1500

-1500

0

0 0

500 1000

1500 1500

3000 350

0


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)



142







pode alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a

mesma ser corrigida com um novo alteamento.

Já na Figura 6.59b, a alteração mais perceptível é que as tensões de tração na região da

fundação próximas ao depósito de rejeito diminuíram de 1500 kPa para 1000 kPa.





Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3


-12

-8

-6

-6 -4

-4

-4

-2

-2

-2


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)





Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3


-1500

-1000

0 0 0

1000 1000 1500

2500

4000


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)






143



anteriores onde o rejeito possuía módulo de elasticidade único, mas há uma concentração de

deslocamentos na região denominada de rejeito 2. Estes deslocamentos podem alterar a altura

final da camada de estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com

um novo alteamento.

Já na Figura 6.60b, o comportamento foi similar ao apresentado no lançamento da terceira

camada.

Observa-se também que a proporção dos deslocamentos diminuíram à medida que se realiza o

alteamento, passando de 2 vezes para 1,2 vezes.





Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3



-12

-10

-8 -6

-6

-4 -2

-2

-2


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)





Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3



-1500

-1000

500

500

1500 1500

2500

3000

4500


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)






144



Tabela 6.9 - Resultado das análises de tensão-deformação




Lançamento da camada 1 (Fig. 6.57) Estéril 20 MPa (rej. 1), 35 MPa (rej. 2) e 65 MPa (rej. 3)

7 m


10 m


12 m


12 m

6.3.5 TE�SÃO-DEFORMAÇÃO – ALTEAME�TO COM

E�ROCAME�TO E ESTÉRIL

A simulação dos alteamentos considerou o lançamento de enrocamento na primeira camada

de 5 m e estéril nas demais camadas de 75 m. Em cada alteamento verificou-se o

deslocamento vertical, ou seja, na direção y, e as tensões totais atuantes na direção x.

Foram simuladas duas situações, sendo a primeira com módulo de elasticidade único (65

MPa) para o rejeito e a segunda, similar às simulações anteriores, com módulo de elasticidade

variável, dividindo o rejeito em três zonas (20 MPa (rejeito 1), 35 MPa (rejeito 2) e 65 MPa

(rejeito 3)), que variam em função da espessura da camada de material acima do rejeito.

6.3.5.1 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE Ú�ICO

A simulação do alteamento considerando o rejeito com módulo de elasticidade único tem a

mesma justificativa apresentada anteriormente, representar as tensões há que o rejeito está

submetido durante os alteamentos, porém, esta pode não ser a situação mais próxima do que

acontece em campo devido à segregação natural das partículas durante a deposição, devendo a

interpretação dos resultados ser realizada com cautela.

145


(após os quatro alteamentos) e observa-se que o carregamento na camada de rejeito não é

distribuído de maneira uniforme, porém, nessa simulação, esta foi a condição adotada para

todas as etapas apresentadas da Figura 6.63 à Figura 6.66.





0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevaçã

o (m) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21






Rejeito



Enrocamento


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5


0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

Figura 6.62 - Situação final após o lançamento das quatro camadas

A Figura 6.63 simula o lançamento de uma camada de 5 m de enrocamento sobre o rejeito e

nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (7 m) ocorre na PDE – Estéril

Projetado. Porém, o rejeito apresenta um deslocamento de 3 m, idêntico à situação do

alteamento só com estéril, e este deslocamento pode alterar a altura final da camada de

enrocamento que foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com um novo

alteamento.

Já na Figura 6.63b, os resultados apresentados confirmam que o lançamento de estéril ou

enrocamento na primeira camada não mudam o comportamento das tensões totais atuantes na

direção x.

146


Rejeito



Enrocamento

-7

-5

-3 -2.5

-1.5

-0.5 -0.5


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)


Rejeito



Enrocamento

-1500

-1500 0

500

1000

1000 1000

2000


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)


Tensões totais na direção x


camada de enrocamento e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (7 m)

ocorre na PDE – Estéril Projetado. Porém, observa-se que os deslocamentos na região onde

está sendo lançada a nova camada de estéril aumentaram de 3 m (Figura 6.63a) para 5,5 m e

que ocorre uma concentração de deslocamentos na interface da nova camada com os materiais

já dispostos na cava. Este deslocamento pode alterar a altura final da camada de estéril que foi

lançada sobre o enrocamento, devendo a mesma ser corrigida com um novo alteamento.

Já na Figura 6.64b, observa-se que o comportamento não se alterou mesmo tendo sido

lançado uma camada de enrocamento entre o estéril e o rejeito. As tensões totais atuantes na

direção x provocam compressão (+) na parte central da cava e tração (-) nas extremidades.

147



Rejeito



Enrocamento

-7

-5.5

-5

-3.5 -3 -3

-1 -0.5


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)



Rejeito



Enrocamento

-1500

-1500

0

0

0 1000

1000

2000

3500


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)





ocorre na PDE – Estéril Novo. Este deslocamento ocorre na região da interface da camada de

enrocamento com o depósito de rejeito e o mesmo pode alterar a altura final da camada de

estéril que foi lançada sobre o enrocamento, devendo a mesma ser corrigida com um novo

alteamento. Esta situação mostra que o rejeito é um material compressível quando submetido

a sobrecarga. Ocorre também uma concentração de deslocamentos na interface das novas

camadas com os materiais já dispostos na cava.

Já na Figura 6.65b, a distribuição das tensões totais em x continuam indicando que a massa de

materiais depositados na cava tende a se concentrar no centro da cava.

148




Rejeito



Enrocamento -8

-7.5

-7

-7

-6

-5.5 -5

-5

-3.5

-3

-2

-0.5 -0.5


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)




Rejeito



Enrocamento

-1500

-1500

0 0

1000 1500 1500

4000


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)





ocorre na PDE – Estéril Novo. Este deslocamento ocorre na região da interface da quarta

camada de estéril com a terceira camada e observa-se também que não há concentração de

deslocamentos na interface das camadas como nas simulações anteriores. Porém, este

deslocamento pode alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o

enrocamento, devendo a mesma ser corrigida com um novo alteamento.

Já na Figura 6.66b, as tensões de tração na região da fundação próximas ao depósito de rejeito

diminuíram de 1500 kPa para 1000 kPa.

149





Rejeito



Enrocamento

-10

-10

-10

-8 -8

-6

-4

-4

-2

-2


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)





Rejeito



Enrocamento

-1500

-1000

500 500

1500 1500

2500

4500


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)












Lançamento da camada 1 (Fig. 6.63) Enrocamento Único (65 MPa) 7 m




150

Comparando os resultados apresentados na Tabela 6.8 e Tabela 6.10 conclui-se que mesmo

mudando o material lançado na primeira camada, os valores máximos dos deslocamentos são

os mesmos, mostrando assim a viabilidade de utilização de ambos para o início do

alteamento.

6.3.5.2 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE VARIÁVEL

A simulação que será apresentada neste caso adota os mesmos valores apresentados

anteriormente, com módulos de elasticidade variável em três zonas: 20.000 kPa (rejeito 1),

35.000 kPa (rejeito 2) e 65.000 kPa (rejeito 3). Estas zonas foram definidas pelo pesquisador,

levando em consideração as tensões provocadas pelo alteamento da nova PDE, porém, como

dito anteriormente, esta situação pode não ser uma situação real de campo devido à

segregação natural das partículas durante a deposição.


(após os quatro alteamentos) e as mesmas são utilizada para as simulações de todas as etapas

apresentadas da Figura 6.69 à Figura 6.72.




Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21



EnrocamentoPDE - Estéril Novo 2



Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3




0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

Figura 6.68 - Situação final após o lançamento das quatro camadas

151

A Figura 6.69 simula o lançamento de uma camada de 5 m de enrocamento sobre o rejeito

(três zonas). Observa-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (7 m) ocorre na

PDE – Estéril Projetado. Porém, na região denominada rejeito 2 ocorrem deslocamentos de 6

m, sendo este valor equivalente a 2 vezes o deslocamento encontrado para o rejeito com

módulo único como visto na Figura 6.63a. Este deslocamento pode alterar a altura final da

camada de estéril que foi lançada sobre o enrocamento, devendo a mesma ser corrigida com

um novo alteamento.

Já na Figura 6.69b, as tensões totais atuantes na direção x provocam o mesmo

comportamento, compressão (+) na parte central da cava e tração (-) nas extremidades,

indicando que a massa de materiais depositados na cava tende a se concentrar no centro da

mesma.


Enrocamento



Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3

-7

-6

-5

-2.5 -2.5

-1.5 -0.5


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)


Enrocamento



Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3

-1500

-1500 0

500

500

1000

1000

1500

2500


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)


Tensões totais na direção x


camada de enrocamento. Pode-se observar em (a) que o deslocamento máximo na direção y

152

(10 m) ocorre na PDE – Estéril Novo, sendo este valor equivalente a 1,5 vezes o

deslocamento encontrado para o rejeito com módulo único como visto na Figura 6.64a.

Observa-se também que não há concentração de deslocamentos na interface das camadas

como nas simulações anteriores onde o rejeito possuía módulo de elasticidade único. Porém,

este deslocamento pode alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o

enrocamento, devendo a mesma ser corrigida com um novo alteamento.

Já na Figura 6.70b, as tensões totais atuantes na direção x são similares às apresentadas

anteriormente, mudando apenas a região de maior concentração das tensões.





Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3 -10

-6

-4

-4 -2 -2

-2


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)





Rejeito 1

Rejeito 2Rejeito 3

-1500

-1500

0

0 0

1000

1000

1500

2000

3500


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)








153


pode alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o enrocamento, devendo

a mesma ser corrigida com um novo alteamento.


diminuíram de 1500 kPa para 1000 kPa.





Rejeito 1

Rejeito 2Rejeito 3


-12

-6

-6

-6

-6 -4

-4

-4

-2


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)





Rejeito 1

Rejeito 2Rejeito 3


-1500

-1000

0 0 0

1000 1000

2000

2500

4000


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)





ocorre na PDE – Estéril novo, sendo este valor equivalente a 1,2 vezes o deslocamento



anteriores onde o rejeito possuía módulo de elasticidade único, mas há uma concentração de

deslocamentos na região denominada de rejeito 2. Porém, este deslocamento pode alterar a

154

altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o enrocamento, devendo a mesma ser

corrigida com um novo alteamento.


permaneceram em 1000 kPa.





Rejeito 1

Rejeito 2

Rejeito 3



-12

-10

-10

-8

-8

-6

-4

-4

-2


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(a)





Rejeito 1Rejeito 2

Rejeito 3



-1500

-1000

0 500

1500 1500 2000

2000

4500


0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

Elevação (m

) (x 1000)

0.61

0.67

0.73

0.79

0.85

0.91

0.97

1.03

1.09

1.15

1.21

(b)








155





Lançamento da camada 1 (Fig. 6.69) Enrocamento 20 MPa (rej. 1), 35 MPa (rej. 2) e 65 MPa (rej. 3)

7 m


10 m


12 m


12 m

Comparando os resultados apresentados na Tabela 6.9 e Tabela 6.11 conclui-se que mesmo

mudando o material lançado na primeira camada, os valores máximos dos deslocamentos são

os mesmos, mostrando assim a viabilidade de utilização de ambos para o início do

alteamento. Porém, os deslocamentos observados na situação com módulo de elasticidade

variável, já no lançamento da camada 1, são 2 vezes o valor do deslocamento obtido para a

situação com módulo de elasticidade único. Os deslocamentos dos demais alteamentos

também são maiores e seguem o mesmo padrão quando se compara a situação em que o

rejeito tem módulo de elasticidade único e módulo de elasticidade variável.

Os deslocamentos máximos são aproximadamente 4,4% do alteamento final (230 m) para o

caso em que o rejeito tem módulo de elasticidade único e 5,2% do alteamento final para o

caso em que o rejeito tem módulo de elasticidade variável.

Caso o volume de enrocamento a ser lançado na primeira camada seja difícil de conseguir,

pode-se lançar uma camada com espessura menor e continuar o alteamento somente com

estéril, pois os resultados tanto de estabilidade quanto de tensão-deformação mostram a

viabilidade de utilização de ambos os materiais.

156

CAPÍTULO 7 ________________________________________________________

7. CO�CLUSÕES

Historicamente, a disposição dos resíduos de minérios sempre foi feita pelo menor custo

possível, mas, hoje, com as leis ambientais cada vez mais rígidas, essa etapa requer um

controle mais adequado por parte das mineradoras.

As atividades de mineração são muito visadas pelos órgãos ambientais, principalmente pelo

grande potencial de degradação que elas podem provocar no meio ambiente, quando feitas de

maneira desordenada. Porém, há de se destacar os benefícios trazidos com a implantação de

uma atividade minerária, tais como, geração de emprego e renda para a população do

município, aumento da renda do município com o pagamento de impostos, investimentos na

infraestrutura rodoviária e ferroviária da região de implantação da atividade e, sobretudo,

qualificação da mão de obra que será utilizada pela empresa.

Portanto, há uma clara necessidade de estudos bem elaborados para evitar tragédias com

graves consequências, tanto ambientais como também para a população em geral, além de

manter o caráter sustentável destes tipos de empreendimentos.

Dentro desse contexto, essa dissertação teve como objetivo analisar a estabilidade de taludes

por meios determinísticos e probabilísticos, além de analisar o grau de deformabilidade,

ambos associados à disposição compartilhada de estéril e rejeito na Cava da Mina do Cauê.

Por meio desse estudo buscou-se aplicar uma metodologia de análise que pudesse ser

utilizada não só neste caso em estudo, mas também em outras cavas ou superfícies que sejam

destinadas ao recebimento conjunto de estéril e rejeito.

Com a aplicação dessa metodologia espera-se que a alternativa de disposição compartilhada

de rejeitos e estéreis gere uma maior economia e segurança contra danos ambientais.

157

7.1 PRI�CIPAIS CO�CLUSÕES

Como principais conclusões deste trabalho podem ser citadas:

� O alteamento da nova Pilha de Disposição de Estéril provoca um efeito estabilizante na

PDE – Estéril Projetado, aumentando seu FS e diminuindo sua probabilidade de falha,

implicando numa estrutura mais estável e segura.

� Os valores encontrados para o FS, tanto determinístico quanto probabilístico, não se

diferem muito quando é lançado estéril ou enrocamento, ficando evidente esta

proximidade até na análise de probabilidade de falha. Portanto, a utilização de um ou de

outro material não acarreta perda em termos de estabilidade.

� Como não há diferenças significativas quando se analisa a estabilidade da nova PDE,

caso seja conveniente, pode-se adotar o enrocamento não como uma camada de 5 m, mas

como uma espinha de peixe, funcionando neste caso como dreno e controlando a geração

de poropressão.

� Caso o lançamento de estéril (situação com ru ≠ 0) precise ser paralisado e/ou

interrompido permanentemente a partir da segunda camada, a estrutura atende ao critério

de fechamento e/ou desativação, mesmo apresentando geração de acréscimos de

poropressão.

� Por meio da probabilidade de falha pode-se estabelecer com mais segurança qual a

probabilidade de risco para uma determinada situação de alerta pré-definida, por

exemplo, FS < 1,3 no regime de operação, onde os alteamentos são realizados

constantemente.

� Trabalhar com dados estatísticos é muito importante, primeiro pela variabilidade natural

dos materiais, e segundo que, por meio das probabilidades de falha pode-se tomar

decisões com mais respaldo ainda na fase de projeto, podendo mudar, por exemplo, a

inclinação dos taludes otimizando os projetos e mantendo a sua segurança. Essas decisões

podem ser tomadas também utilizando dados determinísticos, mas sem determinar qual a

porcentagem de fatores de segurança que indicam a ruptura da estrutura.

158

� Os deslocamentos máximos observados nas duas situações simuladas, rejeito com

módulo de elasticidade único e rejeito com módulo de elasticidade variável, são bem

distintos, chegando a variar 2 vezes o deslocamento total na direção y.

� As tensões totais na direção x possuem comportamento similar em todos os casos

analisados, mudando apenas o local de concentração das tensões de acordo com os

alteamentos. Deve-se ter atenção para a rotação das tensões principais, o que provoca

mudanças no comportamento da estrutura.

Conclui-se, portanto, que a disposição compartilhada de rejeito e estéril é viável, pois,

apresenta estabilidade e segurança quando se dispõe dois materiais com características tão

diferentes num mesmo espaço. É evidente que para alcançar o melhor resultado deve-se fazer

um anteprojeto com todas as possibilidades de associações dos materiais bem estudadas.

7.2 SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS

A metodologia estudada pode e deve ser aplicada para a disposição compartilhada. Contudo,

deve-se detalhar melhor alguns aspectos que podem contribuir para a compreensão do

processo de disposição compartilhada de rejeito e estéril.

A seguir são sugeridos alguns tópicos que estão divididos em sugestões para melhoria do caso

de estudo e sugestões para futuras pesquisas. As sugestões para melhoria do caso de estudo

são:

� Mudar a geometria dos alteamentos com o intuito de otimizar a disposição

compartilhada;

� Simular os alteamentos com dados estatísticos em todos os materiais e não só em um

material (estéril) como apresentado nessa dissertação;

� Simular a análise de estabilidade a partir dos resultados da análise tensão-deformação.

� Analisar outras seções tanto paralelas quanto perpendiculares à já estudada;

� Simular o efeito da água percolando dentro da PDE, visto que com o novo alteamento

pode ocorrer a interligação dos aquíferos próximos à cava;

159

� Simular técnicas de adensamento do rejeito, conseguindo assim um reaproveitamento da

água antes do início da disposição;

� Simular alteamentos acima da cota 1100 m, visto que conseguir novas áreas para

disposição de resíduos não é uma tarefa fácil;

� Estudar a possível interferência da Trinca 1 (Aba Norte) no alteamento;

� Fazer ensaios na fundação para se ter parâmetros mais realísticos;

� Realizar a mistura do estéril com o rejeito (codisposição) em determinadas proporções e

simular a disposição em uma cava exaurida.

Finalmente, as sugestões para futuras pesquisas são:

� Aplicar a metodologia de disposição compartilhada para outras cavas e outras superfícies;

� Simular a disposição compartilhada de maneira intercalada com camadas de estéril e

camadas de rejeito;

� Simular a disposição de rejeito com granulometria fina compartilhada com rejeito de

granulometria granular.

160

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164

APÊ�DICE A ________________________________________________________

A – A�ÁLISES DE ESTABILIDADE - VALE (2002)

165

Nas Figuras A.1 à A.5 são apresentados os resultados das análises de estabilidade da Aba

Oeste. Estas análises estão divididas em dois cenários, sendo:

1) Situação Final – Superfície Global pela Fundação

Neste cenário adotou-se a geometria dos taludes para a conformação final da cava e da PDE, o

modelo geológico geomecânico existente, a ocupação pelos rejeitos na elevação 867 metros e

o lago com N.A na elevação 870 metros.

Os parâmetros de resistência adotados são aqueles apresentados anteriormente (Vale, 2002).

As análises buscaram investigar a condição mais crítica para a superfície de ruptura

discretizada pela fundação, e portanto, mobilizando praticamente a totalidade da PDE.

2.453

Rejeito

FFXT II

PDE FFSX

Lago

(x 1000)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

Elevação (m

etros) (x 1000)

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

Figura A.1 - Superfície de Ruptura pela Fundação da PDE - Aba Oeste (Vale, 2002)

166

2) Situação Final – Superfície Global pela PDE nas elevações 775, 815, 855 e 870 m

Nestes cenários adotou-se a geometria dos taludes para a conformação final da cava e da

PDE, o modelo geológico geomecânico existente, a ocupação pelos rejeitos na elevação 867

metros e lago com N.A na elevação 870 metros.

Os parâmetros de resistência adotados são aqueles apresentados anteriormente (Vale, 2002).

As análises buscaram investigar a condição mais crítica para as superfícies de ruptura

discretizadas na própria PDE com tangência em diferentes elevações, 775, 815, 855 e 870 m,

tomadas sobre o talude final da PDE.

2.941

Rejeito

FFXT II

PDE FFSX

Lago

(x 1000)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

Elevação (metros) (x 1000)

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

Figura A.2 - Superfície de Ruptura pela PDE na elevação 775 m - Aba Oeste (Vale, 2002)

167

1.976

Rejeito

FFXT II

PDE FFSX

Lago

(x 1000)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5


0.6

0.7

0.8

0.9

1.0


1.369

Rejeito

FFXT II

PDE FFSX

Lago

(x 1000)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5


0.6

0.7

0.8

0.9

1.0


1.492

Rejeito

FFXT II

PDE FFSX

Lago

(x 1000)

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5


0.6

0.7

0.8

0.9

1.0


168

APÊ�DICE B ________________________________________________________

B – A�ÁLISES DE ESTABILIDADE - SPEC (2004)

169

1.343

REJEITO

ESTÉRIL

XISTO- VI

FF- VI

XISTO- II

EL.945,00

Mina do Cauê - CVRDPilha de Estéril da Aba OesteEstudo de Estabilidade

File Name: NA880_Ru02.slpLast Saved Date: 09/07/04Analys is Method: Bishop

RejeitoSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohesion (KN/m²): 0Phi: 32

Estéri lSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohes ion (KN/m²): 15Phi: 26

Xisto - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 19Cohesion (KN/m²): 20Phi: 20Ru (added): 0.2

FF - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohesion (KN/m²): 60Phi: 36

Xisto - IISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohesion (KN/m²): 400Phi: 50

NA - 880,00


0.62

0.66

0.70

0.74

0.78

0.82

0.86

0.90

0.94

0.98

Figura B.1 - Superfície de ruptura circular pela PDE na elevação 945m (ru – 0,2) - Aba Oeste (SPEC, 2004)

170

2.432

REJEITO

ESTÉRIL

XISTO- VI

FF- VI

XISTO- II

EL.945,00


File Name: NA880_Ru02_fund.s lpLast Saved Date: 09/07/04Analys is Method: Bishop

RejeitoSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohesion (KN/m²): 0Phi: 32


Xis to - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 19Cohes ion (KN/m²): 20Phi: 20Ru (added): 0.2

FF - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohes ion (KN/m²): 60Phi: 36

Xis to - IISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohesion (KN/m²): 400Phi: 50

NA - 880,00


0.62

0.66

0.70

0.74

0.78

0.82

0.86

0.90

0.94

0.98

Figura B.2 - Superfície de ruptura poligonal no Xisto VI na elevação 945m (ru – 0,2) - Aba Oeste (SPEC, 2004)

171

1.343

REJEITO

ESTÉRIL

XISTO- VI

FF- VI

XISTO- II

EL.945,00


File Name: NA880_Ru05.s lpLas t Saved Date: 09/07/04Analysis Method: Bishop

RejeitoSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohes ion (KN/m²): 0Phi: 32

Estéri lSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohesion (KN/m²): 15Phi: 26




NA - 880,00


0.62

0.66

0.70

0.74

0.78

0.82

0.86

0.90

0.94

0.98

Figura B.3 - Superfície de ruptura circular pela PDE na elevação 945m (ru – 0,5) - Aba Oeste (SPEC, 2004)

172

1.672

REJEITO

ESTÉRIL

XISTO- VI

FF- VI

XISTO- II

EL.945,00

Mina do Cauê - CVRDPilha de Estéril da Aba OesteEstudo de Estabil idade

File Name: NA880_Ru05_fund.slpLast Saved Date: 09/07/04Analys is Method: Bishop

RejeitoSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohes ion (KN/m²): 0Phi: 32





NA - 880,00


0.62

0.66

0.70

0.74

0.78

0.82

0.86

0.90

0.94

0.98

Figura B.4 - Superfície de ruptura poligonal no Xisto VI na elevação 945m (ru – 0,5) - Aba Oeste (SPEC, 2004)

173

APÊ�DICE C ________________________________________________________

C – A�ÁLISES DE ESTABILIDADE - RDIZ (2008)

174

1.30

1.46

1.53

1.30

1.74

1.90

1.90

1.30

W

W

1.30

1.46

1.53

1.30

1.74

1.90

1.90

1.30

Estéril Novo

Xisto II

FF VI

Esteril Existente

RejeitoXisto VI

Safety Factor

1.20

1.25

1.30

1.35

1.40

1.45

1.50

1.55

1.60

1.65

1.70

1.75

1.80

1.85

1.90

1.95

2.00

2.05

2.10

2.15

2.20+

700 m

750

800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

1200

1250

1300

1350

1400

1450

1500

1550

1600

1650

1700

1750

200 m 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700 1750


reservatório EL.795 m (RDIZ, 2008)

1.55

1.60

1.80

1.65

1.60

1.93

1.55

W

W

1.55

1.60

1.80

1.65

1.60

1.93

1.55

Estéril Novo

Xisto II

FF VI

Esteril Existente

Rejeito

Xisto VI

Safety Factor

1.40

1.45

1.50

1.55

1.60

1.65

1.70

1.75

1.80

1.85

1.90

1.95

2.00

2.05

2.10

2.15

2.20

2.25

2.30

2.35

2.40+

750 m

800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

1200

1250

1300

1350

1400

1450

1500

1550

1600

1650

1700

1750

1800

1850

1900

50 m 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700 1750

Figura C.2 – Seção crítica – nível freático normal – reservatório EL.795 m (RDIZ, 2008)

175

1.31

1.45

1.54

1.501.56

1.31

W

W

1.31

1.45

1.54

1.501.56

1.31

Estéril Novo

Xisto II

FF VI

Esteril Existente

RejeitoXisto VI

Safety Factor

1.30

1.35

1.40

1.45

1.50

1.55

1.60

1.65

1.70

1.75

1.80

1.85

1.90

1.95

2.00

2.05

2.10

2.15

2.20

2.25+

750 m

800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

1200

1250

1300

1350

1400

1450

1500

1550

1600

1650

1700

1750

1800

1850

1900

50 m 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700 1750



1.57

1.61

1.64

1.65

1.95

1.60

1.57

W

W

1.57

1.61

1.64

1.65

1.95

1.60

1.57

Estéril Novo

Xisto II

FF VI

Esteril Existente

RejeitoXisto VI

Safety Factor

1.40

1.50

1.60

1.70

1.80

1.90

2.00

2.10

2.20

2.30

2.40

2.50

2.60+

700 m

750

800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

1200

1250

1300

1350

1400

1450

1500

1550

1600

1650

1700

1750

1800

1850

50 m 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700 1750


176

1.34

1.45

1.37

1.46

1.48

1.34

W

W

1.34

1.45

1.37

1.46

1.48

1.34

Estéril Novo

Xisto II

FF VI

Esteril ExistenteRejeito

Xisto VI

Safety Factor

1.20

1.25

1.30

1.35

1.40

1.45

1.50

1.55

1.60

1.65

1.70

1.75

1.80

1.85

1.90

1.95

2.00

2.05

2.10

2.15

2.20+

750 m

800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

1200

1250

1300

1350

1400

1450

1500

1550

1600

1650

100 m 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700



1.58

1.58

1.71

2.04

1.98

1.58

W

W

1.58

1.58

1.71

2.04

1.98

1.58

Estéril Novo

Xisto II

FF VI

Esteril ExistenteRejeito

Xisto VI

Safety Factor

1.40

1.50

1.60

1.70

1.80

1.90

2.00

2.10

2.20

2.30

2.40

2.50

2.60+

700 m

750

800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

1200

1250

1300

1350

1400

1450

1500

1550

1600

1650

1700

150 m 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600


177

1.65

2.51

1.651.65

2.51

1.65

Estéril Novo

Safety Factor

1.50

1.60

1.70

1.80

1.90

2.00

2.10

2.20

2.30

2.40

2.50

2.60

2.70+

940 m

950

960

970

980

990

1000

1010

1020

1030

1040

1050

1060

1070

1080

1090

880 m 890 900 910 920 930 940 950 960 970 980 990

Figura C.7 – Análise local – PDE Projetada (RDIZ, 2008)

1.71

1.82

1.69

1.78

1.92

1.71

1.82

1.69

1.78

1.92

Esteril Existente

Safety Factor

1.50

1.60

1.70

1.80

1.90

2.00

2.10

2.20

2.30

2.40

2.50

2.60

2.70+

830 m

840

850

860

870

880

890

900

910

920

930

940

950

960

1150 m 1160 1170 1180 1190 1200 1210 1220 1230 1240 1250 1260 1270 1280 1290 1300

Figura C.8 – Análise local – PDE Existente (RDIZ, 2008)

178

APÊ�DICE D ________________________________________________________

D – A�ÁLISE ESTATÍSTICA DOS DADOS DE COESÃO

E Â�GULO DE ATRITO DO ESTÉRIL

179

Figura D.1 – Análise estatística dos dados de coesão do estéril

Figura D.2 – Análise estatística dos dados de ângulo de atrito do estéril

180

APÊ�DICE E ________________________________________________________

E – MÓDULOS DE ELASTICIDADE DO REJEITO E

DO ESTÉRIL

181

Figura E.1 – Módulo secante (50%) x Índice de densidade do rejeito (Modificado – Presotti,

2002)


2002)

35

182


2002)

Figura E.4 – Módulo secante (50%) x Índice de vazios do estéril (Modificado – SBC, 2005)

65

183



Documents

DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE REJEITO E …geotecnia.unb.br/downloads/dissertacoes/176A-2009.pdf · ambietal da uiversidade de brasÍlia como parte do s requisitos ecessÁrios para