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ESTUDO DA INFLUÊNCIA DO TEOR DE FINOS NO COMPORTAMENTO DE UM
REJEITO DE MINÉRIO DE FERRO A PARTIR DE ENSAIOS EDOMÉTRICOS
Camilla Guberman Cordeiro Silva
Rio de Janeiro
Setembro de 2017
Projeto de Graduação apresentado ao Curso de
Engenharia Civil da Escola Politécnica, Universidade
Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos
necessários à obtenção do título de Engenheiro.
Orientadores: Leonardo De Bona Becker
Ana Cláudia de Mattos Telles
iii
Silva, Camilla Guberman Cordeiro
Estudo da influência do teor de finos no comportamento
de um rejeito de minério de ferro a partir de ensaios
edométricos / Camilla Guberman Cordeiro Silva. - Rio de
Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, 2017.
XII, 69 p.: il.; 29,7 cm.
Orientadores: Leonardo De Bona Becker
Ana Cláudia de Mattos Telles
Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/ Curso
de Engenharia Civil, 2017.
Referências Bibliográficas: p. 54-56.
1. Rejeito de minério de ferro. 2. Ensaio edométrico. 3.
Compressibilidade. 4. Permeabilidade. 5. Tailings. I. Becker,
Leonardo De Bona et al. II. Universidade Federal do Rio de
Janeiro, Escola Politécnica, Curso de Engenharia Civil. III.
Título.
iv
DEDICATÓRIA
Ao meu avô Alberto Guberman (in memoriam) pelo
exemplo de pessoa, caráter e engenheiro civil.
v
AGRADECIMENTOS
A Deus, que me abençoou ao longo desses anos com provisão, proteção e amor.
A Ele que foi meu guia quando eu não sabia que direção tomar, que foi meu escudo me
protegendo onde quer que eu pisava e que foi meu consolo nos momentos difíceis.
À minha família, sem os quais eu não conseguia chegar onde cheguei. Queria
agradecer à minha avó Laurice por tudo. Pelo seu simples gesto de preparar minha
comida para semana, pelas palavras de sabedoria quando me via estudar e por me
esperar ansiosamente nos finais semana. À minha tia Lienne, que sempre me amou
sem esperar nada em troca. Que deu tudo de si para que eu estivesse realizando esse
sonho. Que chorou comigo, me abraçou e me deu carinho sempre que precisei.
Palavras nunca serão suficientes para te agradecer. À minha mãe Lucienne, que sempre
confiou mais em mim do que eu mesma. Que me amou ainda que a quilômetros de
distância e que sempre torceu pelo meu sucesso. Ao meu irmão Davi, que sempre foi
meu maior fã e que, com seu humor e carinho, tornou essa jornada mais tranquila para
mim. À minha prima Juliana que foi minha melhor amiga, companheira de apartamento,
minha irmã e minha fonte de risos diária. Eu te amo tanto que não sei nem explicar.
Vocês são a minha base. Eu os amo demais.
Ao meu amor Philipe, que me deu mais do que eu precisava. Obrigada por ter
colhido minhas lágrimas ao longo desses anos e por ser sempre o primeiro a querer
comemorar minhas vitórias. Sem você eu não conseguiria chegar aqui. Te amo.
Aos meus tios Sérgio e Adriana e aos meus sogros Pedro e Graça, por terem me
fornecido abrigo e carinho ao longo desses anos. Aos meus primos Yasmine, Diogo,
Gabriel e ao meu cunhado Hugo, que foram meus irmãos ao dividirem comigo suas
televisões, computadores e por me emprestarem seus pais por um tempo. Vocês fazem
parte dessa vitória.
Ao meu tio Jorge Alberto que me aconselhou, direcionou e me deu dicas que vão
além da engenharia civil. Obrigada por tudo.
Ao meu orientador Leonardo Becker, que despertou em mim paixão pela
geotecnia e a vontade de aprender mais. Obrigada pela confiança, paciência, apoio e
por todo o conhecimento passado não só com esse trabalho, mas ao longo de toda a
faculdade.
À minha amiga, orientadora de projeto final, companheira, psicóloga e
professora, Aninha. Obrigada por ter me ajudado tanto ao longo da faculdade. Obrigada
pelas aulas particulares, pelos chocolates, pelos risos, por me acolher em sua casa na
vi
reta final desse projeto. Obrigada por ter esse enorme coração. Sem você, esse trabalho
não existiria.
A todos os meus amigos que cultivei ao longo dessa faculdade. Anita, Giulia,
Sophia, Luiza, Letícia, Lais, Madrid, Thallys e Matheus. Obrigada por tornarem os dias
de prova menos estressantes, por dividirem comigo materiais e sempre me ajudarem
quando tive dificuldade. Eu amo vocês.
À minha amiga Luma especialmente, que me acolheu primeiramente em seu
coração e depois em seu apartamento. Obrigada por ter feito da Gávea minha segunda
casa, por ter estudado comigo até altas horas da madrugada, por ter dividido comigo as
pizzas e barras de chocolate nas vésperas de prova. Te amo, amiga.
Aos meus amigos do George March. Obrigada por terem me permitido entrar
nessa família. Agradeço a compreensão de todos ao longo desses anos quando eu dizia
que precisava estudar e me fazia ausente nos churrascos. Vocês moram no meu
coração.
Aos meus amigos mais chegados que irmãos da Igreja Um Encontro Diferente.
Agradeço por terem estado ao meu lado quando precisei de um ombro amigo e por
compartilharem comigo a fé quando me faltou. Sou grata por tudo que vocês fizeram
por mim.
Aos alunos de iniciação científica Isabelle Quirino, Matias Rodrigues, Alex Ishida,
Marcos de Carvalho e Thainá Pölzl por me ajudarem na realização dos ensaios e por
terem alegrado meus dias nesses últimos meses.
Aos técnicos de laboratório Serginho e Luizão que, tanto me ajudaram na
realização dos ensaios de adensamento e caracterização.
Aos meus amigos da Expansão General Osório, que me ajudaram a crescer
profissionalmente. Agradeço toda a paciência e por me permitirem fazer parte dessa
obra. Tenho muito orgulho do nosso trabalho e da estação que ajudamos a construir.
Agradeço especialmente à minha chefe Olímpia, pela confiança e amizade durante esse
período. Você se tornou um exemplo para mim.
Ao grupo de caronas de Niterói. Sem vocês eu, literalmente, não conseguiria
chegar até aqui. Obrigada pelas companhias nos trânsitos da Ponte e por fazerem um
esforço maior para me buscar ou me deixar mais perto de casa.
vii
Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/UFRJ como parte
dos requisitos necessários para obtenção do grau de Engenheiro Civil.
ESTUDO DA INFLUÊNCIA DO TEOR DE FINOS NO COMPORTAMENTO DE UM
REJEITO DE MINÉRIO DE FERRO A PARTIR DE ENSAIOS EDOMÉTRICOS
Camilla Guberman Cordeiro Silva
Setembro/2017
Orientadores: Leonardo De Bona Becker
Ana Cláudia de Mattos Telles
Curso: Engenharia Civil
Este trabalho apresenta um estudo em que foi realizada uma série de ensaios
de laboratório com o objetivo de entender melhor o comportamento de um rejeito de
minério de ferro. Através da caracterização granulométrica, o material foi classificado
como um rejeito areno-siltoso.
Através de ensaios realizados por outros autores, foi observado que um dos
fatores que possui influência sobre o fenômeno da liquefação estática é a composição
granulométrica do material, em especial seu teor de finos (FC).
Sendo assim, foram realizados ensaios de adensamento unidimensional
variando a porcentagem de finos, ensaios para determinação do índice de vazios
máximo e mínimo e uma estimativa do coeficiente de permeabilidade do material através
dos ensaios edométricos. Os resultados foram comparados com diversos materiais na
literatura e também com outros rejeitos provenientes da mesma área estudada.
Palavras-chave: Rejeito de minério de ferro, Ensaio edométrico, Compressibilidade,
Permeabilidade, Tailings
viii
Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of the
requeriments for the degree of Engineer.
STUDY OF THE INFLUENCE OF FINE CONTENT IN THE BEHAVIOR OF AN IRON
TAILING FROM OEDOMETER TESTS
Camilla Guberman Cordeiro Silva
September/2017
Advisors: Leonardo De Bona Becker
Ana Cláudia de Mattos Telles
Course: Civil Engineering
This work presents a study which were done many laboratory tests to understand
better the behaviour of an iron tailing. Through the granulometric characterization, the
material was rated as a sand-silt tailing.
Through the tests done by others it was observed that one of the reasons which
affects that phenomenon of the static liquefaction in the granulometric composition of the
material, especially its fine contents (FC).
Therefore, one dimensional tests were made changing the fine content, test for
the determination of maximum and minimum index density, and an estimation of the
permeability coefficient of the material through the oedometer tests. The results were
compared with a plenty of other studies of different works and also with other tailings
coming from the same area studied.
Key words: Iron tailings, Oedometer test, Compressibility, Permeability
ix
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO -------------------------------------------------------------------------------------- 1
1.1. Motivação -------------------------------------------------------------------------------------- 2
1.2. Objetivos --------------------------------------------------------------------------------------- 3
1.3. Organização do Trabalho ------------------------------------------------------------------ 3
2. BARRAGENS DE REJEITO --------------------------------------------------------------------- 5
2.1. Método Construtivo de Montante --------------------------------------------------------- 5
3. INFLUÊNCIA DO TEOR DE FINOS EM MATERIAIS GRANULARES ---------------- 8
3.1. Índices de Vazios Máximo e Mínimo -------------------------------------------------- 11
3.2. Adensamento Unidimensional----------------------------------------------------------- 12
3.3. Compressão Unidimensional das Areias --------------------------------------------- 13
3.4. Parâmetros de Compressibilidade de rejeitos --------------------------------------- 14
3.5. Parâmetros de Condutividade Hidráulica de Rejeitos ----------------------------- 16
4. APRESENTAÇÃO DA ÁREA E MATERIAL DE ESTUDO ----------------------------- 18
4.1. Área de Estudo ----------------------------------------------------------------------------- 18
4.2. Amostragem e material estudado ------------------------------------------------------ 20
5. METODOLOGIA UTILIZADA ------------------------------------------------------------------ 23
5.1. Preparo das Misturas ---------------------------------------------------------------------- 23
5.2. Ensaios de Caracterização -------------------------------------------------------------- 24
5.3. Ensaios para Determinação dos Índices de Vazios Máximos e Mínimos: ---- 25
5.3.1. Índice de Vazios Mínimo ------------------------------------------------------------ 27
5.3.2. Índice de Vazios Máximo ----------------------------------------------------------- 29
5.4. Ensaio de Adensamento Unidimensional --------------------------------------------- 31
5.4.1. Moldagem dos Corpos de Prova ------------------------------------------------- 33
5.4.2. Execução do Ensaio ----------------------------------------------------------------- 37
5.4.3. Estimativa do Coeficiente de Permeabilidade --------------------------------- 38
5.5. Quebra de Grãos --------------------------------------------------------------------------- 38
6. RESULTADOS E ANÁLISES ------------------------------------------------------------------ 41
6.1. Ensaios de Caracterização -------------------------------------------------------------- 41
x
6.1.1. Análise Granulométrica ------------------------------------------------------------- 41
6.1.2. Densidade Relativa dos Sólidos -------------------------------------------------- 42
6.1.3. Índices de Vazios Máximo e Mínimo --------------------------------------------- 43
6.2. Ensaios de Adensamento ---------------------------------------------------------------- 44
6.2.1. Fase 1 ----------------------------------------------------------------------------------- 46
6.2.2. Fase 2 ----------------------------------------------------------------------------------- 47
Moldagem ------------------------------------------------------------------------------------------ 47
Compressibilidade ------------------------------------------------------------------------------- 47
Estimativa do Coeficiente de Permeabilidade --------------------------------------------- 49
6.2.3. Quebra de Grãos --------------------------------------------------------------------- 50
7. CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PRÓXIMAS PESQUISAS ------------------ 52
7.1. Conclusões ---------------------------------------------------------------------------------- 52
7.2. Sugestões para Próximas Pesquisas ------------------------------------------------- 53
8. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS --------------------------------------------------------- 54
xi
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 – Composição das exportações brasileiras de bens minerais primários em
2014 (DNPM, 2015) ...................................................................................................... 1
Figura 2.1 – Seção de alteamento para montante ........................................................ 6
Figura 2.2 – Método de descarga em linha (RIBEIRO, 2000) ....................................... 6
Figura 3.1 – Exemplos de microestrutura de solos granulares com o mesmo índice de
vazios e com diferentes teores de finos. Contatos primários entre (a) grãos grossos e
(b) grãos finos (adaptado de THEVANAYAGAM et al., 2002) ....................................... 9
Figura 3.2 – (a) Partículas no estado flutuante (b) Partículas no estado não flutuante
(FRAGASZY et al, 1992). ........................................................................................... 10
Figura 3.3 – Relação entre os índices de vazios máximos e mínimos com o teor de finos
de misturas granulares (adaptado de YANG et al, 2006) ............................................ 11
Figura 3.4 – (a) Compressão unidimensional de misturas de silte e areias; (b) variação
do índice de compressão CC com o teor de silte (CARRERA et al., 2011) .................. 12
Figura 3.5 – Compressão unidimensional da areia nos estados fofo e denso (ATKINSON
E BRANSBY, 1978). ................................................................................................... 13
Figura 3.6 – Resultados de ensaios de compressão unidimensional para diferentes
misturas, variando o índice de vazios inicial (CARRERA, A., 2011) ............................ 14
Figura 3.7 – Resultados de ensaio de adensamento unidimensional (Adaptado de HU et
al., 2017). .................................................................................................................... 15
Figura 3.8 – (a) Condutividade hidráulica para diferentes teores de finos e (b) efeito do
teor de finos no coeficiente de adensamento .............................................................. 17
Figura 3.9 – Condutividade hidráulica variando teor de finos para diferentes índices de
vazios ......................................................................................................................... 17
Figura 4.1 – Complexo de Mineração de Germano (GOOGLE EARTH, acesso em 23 de
agosto de 2017) .......................................................................................................... 18
Figura 4.2 – Barragem do Fundão e seus Diques em 2012 (REZENDE, 2013) .......... 19
Figura 4.3 – Locais de retirada das amostras a barragem (FLÓREZ, 2015) ............... 20
Figura 4.4 – Coleta de amostras de rejeito da praia da Barragem (FLÓREZ, 2015) ... 21
Figura 4.5 – Rejeito seco, separado e guardado em sacos plásticos (5kg) (FLÓREZ,
2015) .......................................................................................................................... 21
Figura 4.6 – Fotografias do rejeito inalterado, obtidas pela MEV (FLÓREZ, 2015). .... 22
Figura 5.1 – Rejeito após separação na peneira nº 200: a) fração fina e b) fração grossa
................................................................................................................................... 23
Figura 5.2 – Quarteamento do material....................................................................... 24
xii
Figura 5.3 – As fases no solo separadas em volume (PINTO, 2006) .......................... 26
Figura 5.4 – Conjunto utilizado no ensaio para determinação do índice de vazios mínimo
................................................................................................................................... 27
Figura 5.5 – Molde rasado para obtenção do índice de vazios mínimo ....................... 28
Figura 5.6 – Ensaio para determinação do índice de vazios máximo .......................... 29
Figura 5.7 – Anéis utilizados na realização do ensaio para determinação do índice de
vazios ......................................................................................................................... 30
Figura 5.8 – Prensa de adensamento – Laboratório Fernando Emmanuel Barata ...... 32
Figura 5.9 – Prensas de adensamento – Laboratório de Geotecnia Professor Jacques
Medina ........................................................................................................................ 32
Figura 5.10 – Moldagem do corpo de prova por pluviação .......................................... 34
Figura 5.11 – Nivelamento do rejeito no anel .............................................................. 35
Figura 5.12 – Retirada do material excedente sobre a pedra porosa .......................... 35
Figura 5.13 – Posicionamento da pedra porosa saturada que será utilizada na prensa
................................................................................................................................... 36
Figura 5.14 – Câmara de adensamento com o anel posicionado ................................ 36
Figura 5.15 – Prensa de adensamento com o rejeito inundado com água destilada ... 37
Figura 5.16 – Retirada do material do anel ................................................................. 39
Figura 5.17 – Definição de quebra relativa (adaptado de HARDIN, 1985 em COOP et
al., 2004) ..................................................................................................................... 40
Figura 6.1 – Curva granulométrica do rejeito natural homogeneizado ........................ 41
Figura 6.2 – Curvas granulométricas das frações fina e grossa do rejeito estudado ... 42
Figura 6.3 – Relações entre os índices de vazios máximo e mínimo e o teor de finos 44
Figura 6.4 – Gráfico índice de vazios versus logaritmo do tempo: FC=20%, estágio de
200kPa ....................................................................................................................... 45
Figura 6.5 – Gráfico de índice de vazios versus raiz do tempo: FC=20%, estágio de 200
kPa ............................................................................................................................. 45
Figura 6.6 – Curvas de adensamento unidimensional do rejeito estudado para duas
diferentes compacidades ............................................................................................ 46
Figura 6.7 – Curvas de adensamento unidimensional das diferentes amostras .......... 48
Figura 6.8 – Relação entre o índice de compressão e o teor de finos do rejeito estudado
................................................................................................................................... 49
Figura 6.9 – Relação entre o índice de vazios e o coeficiente de permeabilidade
estimado através dos ensaios edométricos para o rejeito original............................... 50
Figura 6.10 – Curvas granulométricas obtidas por peneiramento antes e após o
adensamento .............................................................................................................. 51
xiii
LISTA DE TABELAS
Tabela 1.1 – Produção mineral brasileira e mundial em 2013 (IBRAM – 2014) ---------- 1
Tabela 4.1 – Caracterização física, química e mineralógica do rejeito inalterado e após
o envelhecimento (adaptado FLÓREZ, 2015). -------------------------------------------------- 21
Tabela 5.1 – Classificação das areias segundo a compacidade (PINTO, 2006) ------- 27
Tabela 5.2 – Dimensões do anel utilizado no ensaio para determinação do índice de
vazios máximo ------------------------------------------------------------------------------------------ 29
Tabela 5.3 – Dimensões do segundo anel utilizado para determinação do índice de
vazios máximo ------------------------------------------------------------------------------------------ 30
Tabela 5.4 – Resultados obtidos para o índice de vazios máximo com diferentes anéis
-------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 31
Tabela 5.5 – Dimensões dos anéis utilizados nos ensaios de adensamento------------ 33
Tabela 6.1 – Resultado da análise granulométrica do rejeito original, com defloculante
-------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 41
Tabela 6.2 – Resultado da análise granulométrica das frações fina e grossa----------- 42
Tabela 6.3 – Densidade relativa dos grãos para as frações fina e grossa do rejeito -- 42
Tabela 6.4 – Densidade relativa dos sólidos para as misturas com diferentes FC ----- 43
Tabela 6.5 – Resultados dos índices de vazios máximo e mínimo para diferentes teores
de finos --------------------------------------------------------------------------------------------------- 43
Tabela 6.6 – Compacidade relativa, índice de compressão, e índice de descompressão
dos corpos de prova ensaiados na fase 1 -------------------------------------------------------- 47
Tabela 6.7 – Índices de vazios de moldagem e compacidade relativa dos corpos de
prova para cada teor de finos ----------------------------------------------------------------------- 47
Tabela 6.8 – Índices de compressão e de descompressão para diferentes teores de finos
-------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 48
Tabela 6.9 – Resultado do peneiramento realizado antes do adensamento do corpo de
prova ------------------------------------------------------------------------------------------------------ 50
Tabela 6.10 – Resultado do peneiramento realizado após o adensamento do corpo de
prova ------------------------------------------------------------------------------------------------------ 51
1
1. INTRODUÇÃO
A mineração é uma das áreas da economia que ajuda no desenvolvimento do
país. A demanda global é crescente por metais que servem como matéria prima,
maquinários ou bens de consumo. Os minérios e outras substâncias minerais são
matérias primas para quase tudo que nos cerca, desde os objetos mais simples até os
que exigem a mais alta tecnologia. Desta forma, a atividade mineradora vem crescendo
e com ela, a geração de resíduos, também chamados de rejeitos (tailings).
Segundo IBRAM (2016), no ano de 2016 o Brasil exportou cerca de 400 milhões
de toneladas de minério, sendo 95% deste valor representado pelo minério de ferro. Em
2013, a produção de minério de ferro no Brasil representava quase 14% da produção
mundial (Tabela 1.1). De acordo com DNPM (2015), as exportações do setor mineral
em 2014 representaram 19,4% das exportações nacionais. A Figura 1.1 mostra a
composição das exportações brasileiras de bens minerais primários em 2014.
Tabela 1.1 – Produção mineral brasileira e mundial em 2013 (IBRAM – 2014)
Produto Mundo Brasil % Brasil-Mundo
Minério de Ferro 2.950.000 410.000 13,89%
Aço 1.490.060 34.178 2,29%
Bauxita 259.000 34.200 13,20%
Alumínio 47.300 1.330 2,80%
Cobre 17.900 480 2,68%
Zinco 13.500 285 2,11%
Níquel 2.490 149 5,98%
Ouro* 2.770 t 75 t 2,70%
*Ouro unidade em toneladas Valores em dólar
Figura 1.1 – Composição das exportações brasileiras de bens minerais primários em 2014 (DNPM, 2015)
2
Rejeito é todo e qualquer material não aproveitável economicamente, gerado
durante o processo de beneficiamento de minérios (ABNT, 2016). Estes necessitam de
atenção especial quanto ao seu armazenamento, por questões ambientais, e são
descartados sob a forma sólida ou de polpa (lama). No Brasil, os rejeitos são geralmente
lançados em forma de polpa, ou seja, mistura sólido-água, em reservatórios de diques
ou barragens alteadas com os próprios resíduos como material de construção.
As barragens e os diques podem estar sujeitas à erosão, instabilidade de
taludes e ao fenômeno de liquefação uma vez que o rejeito arenoso, depositado
hidraulicamente na zona de alteamento, apresenta-se nas condições saturada e fofa.
Desta forma, é necessário conhecer algumas propriedades desses rejeitos de forma a
garantir a estabilidade da barragem durante a execução do projeto e após o
encerramento de suas atividades.
Neste trabalho serão estudados os impactos provenientes da variação do teor
de finos em rejeitos de minério de ferro no coeficiente de adensamento, na
condutividade hidráulica, e no índice de vazios. Este estudo terá como base a realização
de ensaios de adensamento unidimensional, de caracterização e ensaios para
determinação do índice de vazios máximo e mínimo em amostras com diferentes teores
de finos de uma mistura areia-silte proveniente de um rejeito de minério de ferro.
1.1. MOTIVAÇÃO
Devido a grandes problemas com a estabilidade de barragens de rejeitos, os
métodos construtivos e o processo de deposição têm sido muito estudados. No Brasil,
o processo de deposição hidráulica tem sido frequentemente adotado pelas
mineradoras. Esse método consiste em uma mistura de água e sólidos e é transportada
por meio de tubulações, por gravidade ou bombeamento. Além disso, tem como
característica resultar em materiais saturados com elevados índices de vazios. Sob esta
configuração e quando submetido a um carregamento não drenado, este material pode
estar sujeito ao fenômeno da liquefação estática.
Um dos fatores que possui influência sobre este fenômeno é a composição
granulométrica do material, em especial seu teor de finos (FC). O comportamento
quanto à liquefação estática de um material puramente arenoso difere do
comportamento de misturas areia-silte para um mesmo índice de vazios.
THEVANAYGAM et al (2002) pontuam que dois materiais com o mesmo índice
de vazios, porém com diferentes teores de finos, podem ter as tensões na massa de
solo suportadas primariamente pelos contatos entre os grãos grossos ou pelos contatos
3
entre os grãos finos. Os autores encontraram resultados em que, para um mesmo índice
de vazios, o potencial de liquefação de um silte-arenoso aumenta com o aumento do
teor de finos devido à redução dos contatos entre os grãos grossos.
De modo a entender melhor a influência do teor de finos nas propriedades de
um rejeito granular, principalmente no que concerne à sua compressibilidade, será
realizada uma revisão bibliográfica no assunto, em conjunto com ensaios de laboratório
e uma comparação entre os resultados obtidos por esta autora com os observados em
outros trabalhos. Este estudo terá como base a realização de ensaios de adensamento
unidimensional, de caracterização e ensaios para determinação do índice de vazios
máximo e mínimo em amostras com diferentes teores de finos de uma mistura areia-
silte proveniente de um rejeito de minério de ferro.
1.2. OBJETIVOS
Para um mesmo índice de vazios, conforme há um aumento na quantidade de
finos da mistura, menor é o número de contatos entre os grãos grossos e que, ao
alcançar uma determinada porcentagem de finos, há uma mudança nos contatos
primários entre os grãos, que deixam de ser entres os grãos grossos e passam a ser
entre os grãos finos.
Este trabalho tem como objetivo estudar os efeitos provenientes do teor de finos
na compressibilidade e nos índices de vazios máximo e mínimo de um rejeito de minério
de ferro. Além disso, buscou-se determinar o teor de finos limite (FCth) a partir do
comportamento reverso esperado para as curvas de adensamento unidimensional. Para
o estudo, foi feita a separação e mistura das frações e com estas amostram foram
realizados ensaios de laboratório que permitam obter os parâmetros de
compressibilidade para o material. Para esta pesquisa será utilizado o rejeito granular
de mineração de ferro da praia de uma barragem localizada no Quadrilátero Ferrífero
em Minas Gerais.
1.3. ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO
Este trabalho foi organizado em 8 capítulos, estruturados da seguinte forma:
O capítulo 1 é a introdução do trabalho no qual são apresentados a motivação
e os objetivos.
4
A revisão bibliográfica foi dividida em dois capítulos. No capítulo 2 são
apresentados aspectos relevantes sobre barragens de rejeito e o método construtivo da
barragem estudada neste trabalho. O capítulo 3 é destinado à apresentação de alguns
fatores que são influenciados pela variação do teor de finos.
No capítulo 4 são apresentados o material e a área estudada bem como os
resultados de caracterização obtidos em estudos anteriores para o mesmo rejeito.
No capítulo 5 é exposta toda a metodologia utilizada nos ensaios realizados.
No capítulo 6 encontram-se os resultados obtidos em todos os ensaios
realizados no material estudado bem como análises e discussões pertinentes.
O capítulo 7 apresenta as conclusões do trabalho e sugestões de ensaios e
estudos futuros relacionados ao rejeito estudado.
5
2. BARRAGENS DE REJEITO
Uma barragem de rejeito é uma estrutura que tem por objetivo armazenar
resíduos produzidos pelo beneficiamento de minérios. O rejeito é um material sem valor
econômico, mas que necessita de uma atenção quanto ao seu devido armazenamento.
Segundo ESPÓSITO (1995), as barragens de rejeito são diferentes das demais
barragens. Em geral, são de pequeno porte, com altura de 80 a 100 metros e são
consideradas particulares por serem construídas em etapas, com alteamentos
sucessivos, e ao longo do tempo.
As etapas de uma barragem de rejeito consistem em construção, enchimento,
operação e descomissionamento. Para garantir a segurança da estrutura, é necessário
compreender o desempenho da barragem ao longo de toda a sua vida útil, ou seja, é
preciso conhecer a forma de disposição do rejeito bem como o monitoramento do
mesmo no decorrer dos anos. É necessário, assim, não só um projeto para o estágio de
operação da mina, mas também para seu fechamento. ESPÓSITO (2000) pontua que
o monitoramento de barragens de rejeito deve ser feito no início da construção, seguindo
por toda a sua vida útil e também realizado por um certo período após sua desativação.
2.1. MÉTODO CONSTRUTIVO DE MONTANTE
Os rejeitos provenientes do processo de beneficiamento do minério bruto não
apresentam valor econômico, mas são materiais de interesse para as mineradoras uma
vez que necessitam de um armazenamento adequado. Desta forma, empresas do setor
de mineração buscam alternativas mais econômicas e de fácil execução, mas que
também proporcionem segurança e minimizem os impactos ambientais.
A construção da barragem de rejeito é de responsabilidade da própria
mineradora. A disposição de rejeitos em sistemas de barragens em que o rejeito é
utilizado como próprio material de construção da barragem é uma opção mais
econômica e muito utilizada pelas mineradoras.
Existem três métodos construtivos de barragens de rejeitos: método de
montante, de jusante e o de linha de centro. O método de jusante consiste em
alteamentos sucessivos para o sentido de jusante do dique de partida. No método de
linha de centro, o rejeito é lançado perifericamente à montante, formando uma praia. Os
eixos da crista do dique de partida e da barragem após o alteamento são, praticamente,
coincidentes. Dentre esses métodos, o montante é o mais econômico e foi utilizado para
construção da barragem do rejeito em estudo.
6
O método construtivo de montante (Figura 2.1) segue então as seguintes
etapas: inicialmente é construído um dique de partida, normalmente utilizando material
argiloso ou compactado, construído concomitantemente à drenagem interna da
barragem. Em seguida, o rejeito é lançado por canhões (spigots) em direção à montante
do dique, conforme Figura 2.2. Desta maneira, forma-se uma praia de disposição de
rejeitos que terá tanto função de fundação, como de fornecimento do material
construtivo para os próximos diques. A barragem vai sendo alteada, assim, até atingir a
altura máxima especificada em projeto.
Figura 2.1 – Seção de alteamento para montante
Figura 2.2 – Método de descarga em linha (RIBEIRO, 2000)
Durante o processo de beneficiamento de minérios, os rejeitos são produzidos
em forma de polpa, que é transportada por via hidráulica (transporte e deposição com
auxílio de água) por ser o meio mais econômico (ESPÓSITO, 2000). Este processo de
deposição pode gerar materiais saturados, com elevados índices de vazios. Desta
forma, caso este rejeito seja sujeito a um carregamento não drenado, pode haver o
desencadeamento do fenômeno de liquefação estática.
Apesar de muito utilizado, o método de alteamento para montante possui a
desvantagem de apresentar um baixo controle construtivo. Os diques alteados são
7
construídos sobre camadas fofas de rejeitos, condições desfavoráveis para
carregamentos sísmicos. Além disso, segundo REZENDE (2013), há uma dificuldade
de implantação de um sistema de drenagem interna que possa controlar o nível d’água
dentro da barragem, dificultando a prevenção contra estabilidade e piping.
Embora o método apresente desvantagens significativas, esta técnica ainda é
viável sob alguns aspectos que devem ser levados em consideração durante e após a
construção. Segundo RIBEIRO (2000), o controle geotécnico associado a um processo
controlado de deposição durante a fase de construção da barragem pode reduzir os
fatores que venham a interferir no desempenho e segurança da estrutura. Deste modo,
os métodos de controle de campo juntamente com análises de laboratório contribuem
efetivamente na qualidade técnica de aterro hidráulico.
8
3. INFLUÊNCIA DO TEOR DE FINOS EM MATERIAIS
GRANULARES
Barragens de rejeitos são estruturas que estão sujeitas ao fenômeno de
liquefação. Segundo POULOS et al. (1985), a liquefação é um fenômeno em que a
resistência ao cisalhamento do solo vai a zero quando submetida a carga monotônica,
cíclica ou dinâmica a volume constante. Quando os rejeitos arenosos se encontram
saturados, não compactados e sob carregamentos não drenados, estão sujeitos ao
fenômeno de liquefação.
Sob este aspecto, THEVANAYGAM et al. (2002) analisam o comportamento
não drenado e potencial de colapso de misturas granulares, que variam desde areias
limpas a siltes. Sabe-se que a tensão efetiva é a tensão transmitida pelo esqueleto
sólido do solo. Quando este esqueleto tem sua configuração alterada através da
diminuição ou aumento do contato entre os grãos, o comportamento mecânico deste
solo sofre interferência.
Segundo THEVANAYGAM et al. (2002), as tensões na massa de solo podem
ser suportadas primariamente pelos contatos entre os grãos grossos ou pelos contatos
entre os grãos finos. Os autores pontuam que, para um mesmo índice de vazios,
conforme há um aumento na quantidade de finos do material, menor é o número de
contatos entre os grãos grosseiros e que, ao alcançar uma determinada porcentagem
de finos não plásticos, há uma mudança nos contatos primários entre os grãos, que
deixam de ser entre os grãos grossos e passam a ser entre os grãos finos. Essa
porcentagem de finos é denominada de porcentagem de finos limite (FCth).
A Figura 3.1 apresenta duas diferentes microestruturas em que um solo
granular misto, com o mesmo índice de vazios e com diferentes teores de finos (FC),
pode-se encontrar. THEVANAYGAM et al. (2002) mostram que:
• Quando FC<FCth: grãos grosseiros têm função primária na resistência ao
cisalhamento dos solos (Figura 3.1a);
• Quando FC>FCth, grãos finos têm função primária na resistência ao
cisalhamento dos solos. Neste caso, não há contato dos grãos grossos entre si
(Figura 3.1b).
9
Figura 3.1 – Exemplos de microestrutura de solos granulares com o mesmo índice de vazios e com diferentes teores de finos. Contatos primários entre (a) grãos grossos e (b) grãos finos (adaptado
de THEVANAYAGAM et al., 2002)
THEVANAYGAM et al. (2002) pontuam ainda que o índice de vazios não seria
um índice representativo para caracterizar a resposta mecânica de misturas granulares,
uma vez que, para um mesmo índice de vazios, o comportamento seria diferente devido
à diferença na contribuição de cada fração do solo. Em geral, os índices de vazios entre
os grãos grossos e os grãos finos apresentam-se como índices mais representativos
que o índice de vazios global.
𝑒𝑐 =
𝑒 + 𝑓𝑐
1 − 𝑓𝑐
Equação 3.1
𝑒𝑓 =𝑒
𝑓𝑐 Equação 3.2
Sendo:
fc = teor de finos não plástico;
ec = índice de vazios entre os grãos grossos;
ef = índice de vazios entre os grãos finos;
e = índice de vazios global.
Segundo FRAGASZY et al (1992), partículas em condição flutuante são
aquelas que estão completamente circundadas por partículas de diâmetro menores
(denominadas como “matriz” (Figura 3.1b). Deste modo, pode ocorrer a remoção das
10
partículas nessa condição e a amostra pode ser representada sem prejuízo na análise
por uma amostra formada somente pela matriz.
SOUZA (2015), estudou a influência da presença de partículas grandes na
resistência de amostras heterogêneas, através de ensaios de cisalhamento direto com
material granular cujas partículas apresentavam diâmetros significativamente distintos.
Para analisar tal influência, foram realizados ensaios em amostras compostas por
esferas de aço-cromo de 4,0 mm de diâmetro, representando as partículas de maior
diâmetro, e por uma areia uniforme composta de partículas com diâmetros de 0,25 mm
a 0,42 mm, representando a matriz.
FRAGASZY et al (1992), propõem que partículas grandes flutuando em uma
matriz de partículas pequenas não afetam significantemente as características de
resistência e deformação da mistura. Logo, um protótipo contendo partículas maiores
pode ser representada por uma amostra contendo apenas partículas pequenas e uma
densidade igual à do far field matrix. Essa densidade é diferente daquela encontrada no
near-field matrix, uma vez que a presença de partículas grandes torna essa parcela mais
compacta que a porção distante da matriz. A Figura 3.2 apresenta a configuração
proposta por FRAGASZY et al, (1992), mostrando a região distante e próxima dos grãos
grossos, far field matrix e near-field matrix, respectivamente.
Figura 3.2 – (a) Partículas no estado flutuante (b) Partículas no estado não flutuante (FRAGASZY et al, 1992).
Segundo SOUZA (2015), essa diferença de compacidade se dá pois, quando
partículas maiores são adicionadas à matriz, o volume ocupado é maior que a soma dos
volumes individuais das partículas pequenas, uma vez que a partícula grande ocupa um
espaço contínuo e as partículas pequenas possuem vazios entre elas. A acomodação
11
de uma partícula grande causa uma densidade maior nas vizinhanças da mesma que
das partículas distantes.
3.1. ÍNDICES DE VAZIOS MÁXIMO E MÍNIMO
Segundo THEVANAYAGAM et al. (2002), para um mesmo índice de vazios e
tensão confinante, o potencial de liquefação de uma areia pura aumenta com o aumento
do teor de finos (FC) devido a uma redução no contato intergranular entre os grãos
grossos.
Diversos autores (THEVANAYAGAM et al., 2002, FOURIE &
PAPAGEORGIOU, 2001, YANG et al., 2006, BANDINI & SATHISKUMAR, 2009,
BELKHATIR et al., 2013) realizaram ensaios para determinar as relações entre os
índices de vazios máximo e mínimo com o teor de finos (não plástico) de misturas
granulares. Foi observado um comportamento semelhante nos resultados encontrados
pelos autores, em que o índice de vazios máximo apresenta uma diminuição inicial com
o aumento do teor de finos, até um valor de mínimo, e posterior crescimento até alcançar
seu valor máximo, que ocorre quando FC=100%. O índice de vazios mínimo, no entanto,
apesar de possuir comportamento análogo, apresenta uma menor variação nos seus
valores para todo o intervalo de FC.
A Figura 3.3.reproduz os resultados apresentados por YANG et al (2006), ao
realizarem ensaios em misturas de areia com finos não plásticos. Observa-se que,
enquanto o emáx varia de 0,7 a 1,4, no intervalo de FC entre 0 e 90%, o emín varia apenas
entre cerca de 0,4 e 0,7.
Figura 3.3 – Relação entre os índices de vazios máximos e mínimos com o teor de finos de misturas granulares (adaptado de YANG et al, 2006)
12
3.2. ADENSAMENTO UNIDIMENSIONAL
Alguns autores (THEVANAYAGAM et al., 2002, CARRERA et al., 2011), ao
variar as porcentagens da fração de finos não plásticos e da fração grossa em ensaios
realizados, observaram um comportamento reverso nas misturas de areia e silte.
A Figura 3.4 (a) mostra o resultado de ensaios de compressão edométrica
realizados em diferentes misturas, variando-se o teor de finos de cada uma. Pode-se
observar que, a curva se posiciona mais abaixo conforme se aumenta o teor de finos da
mistura, até que, para determinado valor de FC, o comportamento reverte e as curvas
começam a subir. O teor de finos correspondente a essa mudança de comportamento
é chamado por CARRERA et al. (2011) como TFC (Transitional Fine Content) e por
THEVANAYAGAM et al. (2002) como FCth (Threshold Fine Grains Content), conforme
apresentado no início deste capítulo.
Nota-se na Figura 3.4 (b) que o valor do índice de compressão CC vai
diminuindo com o aumento da porcentagem de silte presente, mas que esse
comportamento se inverte para um teor de silte de 50% e 70%.
Segundo LADE et al. (2011), há uma certa divergência de opiniões sobre a
influência do teor de finos no fenômeno da liquefação. Eles pontuam que a causa para
essa divergência de conclusões é devido aos diferentes métodos de deposição, tensão
confinante, teor de silte, graduação do silte, entre outras.
Figura 3.4 – (a) Compressão unidimensional de misturas de silte e areias; (b) variação do índice de compressão CC com o teor de silte (CARRERA et al., 2011)
13
3.3. COMPRESSÃO UNIDIMENSIONAL DAS AREIAS
O material estudado neste trabalho é um rejeito com granulometria de areia
fina siltosa. Para maior compreensão sobre o comportamento deste rejeito,
considerações relativas aos solos arenosos, quando adensados, foram levadas em
consideração.
A Figura 3.5 apresenta os resultados de ensaios de compressão unidimensional para areias nos estados incialmente fofo e compacto.
Figura 3.5 – Compressão unidimensional da areia nos estados fofo e denso (ATKINSON E BRANSBY, 1978).
As curvas D1E1B1 e D2E2B2 representam respectivamente as curvas de
compressão das areias inicialmente fofas e densas. Quando submetidas a uma
compressão unidimensional, geralmente, as areias em estado fofo deformam-se mais
do que as em estado mais compacto, porém a deformação de ambas ainda é
relativamente baixa.
O resultado do ensaio apresentado na Figura 3.5 mostra que, sob baixas
tensões, as curvas possuem pequenas inclinações e se aproximam da reta de
compressão virgem (reta AB) com o aumento das tensões. A posição relativa dessas
curvas depende das densidades relativas, graduação da areia e do formato dos grãos.
Observa-se ainda que, para valores da tensão vertical efetiva até 700kPa, as duas
amostras se comportam como pré-adensadas. Ou seja, a compacidade das areias não
p’ (kNm-2) – escala log
Vo
lum
e e
sp
ecíf
ico
14
é um fator significativo para determinar a variação volumétrica (ATKINSON E
BRANSBY, 1978).
3.4. PARÂMETROS DE COMPRESSIBILIDADE DE REJEITOS
Segundo HU et al (2017), os rejeitos finos apresentam sempre maior
compressibilidade do que os rejeitos grosseiros. Para diferentes tipos de rejeitos, a
compressibilidade não é apenas relacionada ao tamanho do grão e ao tipo de mina,
mas também depende da tecnologia de mineração, método de deposição, composição
mineralógica, etc.
Os rejeitos granulares, constituídos de partículas de granulometria de areias
finas a médias, não plásticas, possuem alta permeabilidade e resistência ao
cisalhamento e baixa compressibilidade. Já as lamas, constituídas por partículas de
granulometria de siltes e argilas, possuem difícil sedimentação e alta compressibilidade
(ARAUJO, 2006).
CARRERA et al. (2011) realizaram ensaios de compressão unidimensional em
um rejeito silto-arenoso, proveniente da barragem de Stava, na Itália. Os ensaios foram
realizados em amostras com diferentes teores de finos. Através dos resultados
apresentados na Figura 3.6, é possível identificar uma linha tracejada presente nas
curvas. Tal linha representa uma reta normal de compressão unidimensional para cada
mistura. Comparando os resultados, pode-se observar que com o aumento do teor de
silte e o valor de Cc diminui, conforme mostrado no item 3.2.
Figura 3.6 – Resultados de ensaios de compressão unidimensional para diferentes misturas, variando o índice de vazios inicial (CARRERA, A., 2011)
30% areia – 70% silte
100% areia 100% silte
50% areia – 50% silte
15
HU et al (2016) analisaram resultados de ensaios de compressão
unidimensional para quatro tipos de rejeitos afim de verificar suas propriedades. Foram
analisados rejeitos de ferro, cobre, ouro, carvão e petróleo (Figura 3.7).
Figura 3.7 – Resultados de ensaio de adensamento unidimensional (Adaptado de HU et al., 2017).
De acordo com os resultados de Cc, os rejeitos de ferro de granulometria grossa
possuem compressibilidade moderada e os de granulometria fina possuem alta
compressibilidade. Comparando todos os resultados de Cc, pode-se observar que os
rejeitos de petróleo e de carvão são mais compressíveis frente aos outros metais e que,
para o mesmo tipo de rejeito, os de granulometria fina são sempre mais compressíveis
que os de granulometria grosseira.
ARAUJO (2006) realizou um estudo em uma barragem de contenção de
rejeitos de mineração de Ferro da Cia. Vale do Rio Doce - CVRD, no município de
Ouro Preto, MG. Para a determinação das características de compressibilidade,
foram realizados ensaios de adensamento unidimensional. Os índices de
compressão (Cc) tiveram resultados variando de 0,22 a 0,36. Foram realizados
Tensão vertical, p (kPa)
Índic
e d
e v
azi
os,
e
16
também ensaios de adensamento no overflow (material ciclonado de fração fina) para
determinação do coeficiente de adensamento, relacionado à velocidade com que o
material adensa, importante não só para prever as massas específicas atingidas com o
tempo, como também a velocidade com que os excessos de poropressão gerados
durante o carregamento gradual da zona saturada da barragem são dissipados. Durante
a realização do ensaio de adensamento verificou-se, inicialmente, uma diminuição
acentuada do índice de vazios sem incremento de pressão. Isso é consequência de
se ter moldado o corpo de prova numa condição de vazios máximo, o que produz
uma estrutura instável dos grãos. Os valores de coeficientes de adensamento
resultaram próximo a 1 ∙ 10−2 𝑐𝑚2
𝑠⁄ para índice de vazios próximo a 0,6, e próximo
à metade desse valor para índices de vazios entre 0,5 e 0,55, correspondentes a
tensões efetivas elevadas.
3.5. PARÂMETROS DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA DE REJEITOS
Barragens de rejeito construídas pelo método de montante são estruturas
sujeitas à erosão, liquefação e instabilidade de taludes. Um aspecto importante que
deve ser levado em consideração é o efeito do gradiente de permeabilidade gerado
durante a construção da barragem de rejeito. Segundo CAVALCANTE (2000), durante
o alteamento da barragem, a porosidade das camadas já lançadas sofrem uma
alteração, que consequentemente afeta sua permeabilidade.
CAVALCANTE (2000) realizou um estudo em que a condutividade hidráulica
no estágio subsequente do alteamento é função das características da praia de rejeito,
da distância do ponto de lançamento à praia, da condutividade hidráulica inicial e da
porosidade inicial medidas no primeiro estágio do alteamento.
A condutividade hidráulica ou coeficiente de permeabilidade, k, é a capacidade
de transmissão de água em um determinado meio. Essa capacidade é dependente tanto
do meio quanto do fluido que o atravessa.
A condutividade hidráulica de barragens alteadas com rejeito sofre influência
das características do fluido percolante, características geotécnicas dos rejeitos e do
processo construtivo. Entre as características geotécnicas dos rejeitos, os fatores que
mais influenciam a condutividade hidráulica dos rejeitos são: granulometria, composição
mineralógica, arranjo das partículas, densidade e grau de saturação (CAVALCANTE,
2000).
17
O comportamento hidráulico do rejeito pode ser influenciado pelo formato dos
grãos uma vez que grãos arredondados tendem a apresentar vazios maiores e uma
consequente condutividade hidráulica alta. Já os grãos angulares apresentam uma
configuração com vazios menores, já que o encaixe entre os grãos é permitido.
BANDINI et al. (2009) realizaram ensaios para determinação da condutividade
hidráulica em misturas areno siltosas variando o teor de finos.
(a) (b)
Figura 3.8 – (a) Condutividade hidráulica para diferentes teores de finos e (b) efeito do teor de finos no coeficiente de adensamento
Na Figura 3.8 pode-se observar que um aumento no teor de silte de 0 a 25%
provoca reduções de duas ordens de grandeza na permeabilidade e, por consequência,
no coeficiente de adensamento.
Figura 3.9 – Condutividade hidráulica variando teor de finos para diferentes índices de vazios
Na Figura 3.9 pode-se observar que o valor da condutividade hidráulica das
areias limpas (0% de silte) é pouco influenciado pelo índice de vazios. Para areias com
25% de silte, o índice de vazios pode afetar a permeabilidade (menos de uma ordem de
grandeza).
18
4. APRESENTAÇÃO DA ÁREA E MATERIAL DE ESTUDO
4.1. ÁREA DE ESTUDO
O material utilizado nesta pesquisa consiste em rejeitos de minério de ferro que
pertenciam à Barragem do Fundão, propriedade da Samarco Mineração S.A, coletado
em 2013. Esta barragem sofreu rompimento no dia 5 de novembro de 2015. A área
estudada localiza-se na unidade industrial de Germano, entre os municípios de Mariana
e Ouro Preto, em Minas Gerais.
Na unidade de Germano, o minério bruto (ROM – Run of Mine) proveniente da
extração da mina segue para o processo de beneficiamento, cujo produto concentrado
em forma de polpa é bombeado via mineroduto para a usina de pelotização situada em
Ubu, no estado do Espírito Santo (REZENDE, 2013).
A Figura 4.1 apresenta uma foto aérea do dia 7 de maio de 2013 do Complexo
de Mineração de Germano.
Figura 4.1 – Complexo de Mineração de Germano (GOOGLE EARTH, acesso em 23 de agosto de 2017)
19
Na etapa de beneficiamento do minério são gerados dois tipos principais de
rejeitos: o rejeito fino, conhecido como lama; e o rejeito arenoso.
Para o armazenamento desses rejeitos, a unidade de Germano possuía três
diferentes barragens: a Barragem de Germano, responsável pelo armazenamento da
lama; do Fundão, responsável pelo armazenamento da lama e rejeito arenoso; e de
Santarém que era responsável pelo armazenamento da água utilizada no processo
(TELLES, 2017).
O material estudado neste trabalho é o rejeito arenoso armazenado na Barragem
do Fundão. No layout inicial desta barragem, a areia e a lama seriam separadas
fisicamente através do Dique 2. No reservatório do Dique 1, seria disposto o rejeito
arenoso e no Dique 2 o rejeito em forma de lama. A Figura 4.2 apresenta uma foto aérea
em que se pode observar a Barragem do Fundão em 2012, ambos os diques e os
rejeitos finos e arenosos.
Figura 4.2 – Barragem do Fundão e seus Diques em 2012 (REZENDE, 2013)
O Dique 1 (dique de partida) foi construído em aterro homogêneo de solo
saprolítico compactado. Essa estrutura de partida para o empilhamento de rejeitos
granulares possuía 30 metros de altura. Sua crista foi posicionada na elevação de
830,0m com 8m de largura e aproximadamente 260m de extensão. Os taludes de
montante e o de jusante do dique possuíam respectivamente inclinação igual a 1:1,5
Dique 1 Dique 2
20
(V:H) e 1:2 (V:H). No talude a jusante, a largura da berma é igual a 5m e a altura do
banco igual a 10m. (FLÓREZ, 2015).
4.2. AMOSTRAGEM E MATERIAL ESTUDADO
A amostragem foi realizada por membros da própria mineradora, em 2013,
durante a tese de FLÓREZ (2015). O material retirado foi transportado, e armazenado
no laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ. A Figura 4.3 mostra os locais de retirada
do rejeito estudado neste trabalho.
Pontua-se que o rejeito utilizado neste trabalho foi o mesmo utilizado por
FLÓREZ (2015), e é dado pela mistura homogeneizada dos rejeitos de coloração cinza
e vermelha, provenientes do Concentrador I (na obreira esquerda) e do Concentrador II
(na ombreira direita), apresentados na Figura 4.4 segundo metodologia apresentada
pela autora citada. A Figura 4.5 apresenta o material coletado guardado em sacolas no
laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ.
Dessa forma, o material já foi caracterizado física, química e
mineralogicamente, através de ensaios de granulometria, massa específica dos grãos,
análise química, microscopia eletrônica de varredura (MEV), e análises de difração de
raios-X (DRX).
Figura 4.3 – Locais de retirada das amostras a barragem (FLÓREZ, 2015)
Áreas de coleta de amostras
21
Figura 4.4 – Coleta de amostras de rejeito da praia da Barragem (FLÓREZ, 2015)
Figura 4.5 – Rejeito seco, separado e guardado em sacos plásticos (5kg) (FLÓREZ, 2015)
Os resultados encontrados por FLÓREZ (2015) dos ensaios para o rejeito na
condição inalterada são encontrados na Tabela 4.1.
Tabela 4.1 – Caracterização física, química e mineralógica do rejeito inalterado e após o envelhecimento (adaptado FLÓREZ, 2015).
Ensaio Rejeito original
Ca
racte
rizaçã
o
Fís
ica
Gra
nu
lom
etr
ia (
%) Argila 1
Silte 29
Areia fina 60
Areia média 10
Areia fina grossa
0
Gs 2,85 ± 0,06
Qu
ímic
a
Fe (%) 9,66 ± 2,21
SiO2 (%) 85,77 ± 3,29
Al2O3 (%) 0,06 ± 0,05
Microscopia - MEV Partículas de ferro e sílica
Min
era
lógic
a
Difração de Raio X Quartzo,
hematita e goethita
22
Na caracterização mineralógica do rejeito foram identificados quartzo e os
minerais de ferro hematita e goethita. A Figura 4.6 apresenta o resultado da microscopia
eletrônica de varredura (MEV) realizada no material, aonde identificam-se os grãos de
quartzo, que correspondem às partículas escuras, e os óxidos de ferro, correspondentes
às partículas brancas (FLÓREZ, 2015).
Figura 4.6 – Fotografias do rejeito inalterado, obtidas pela MEV (FLÓREZ, 2015).
500 µm 100 µm
50 µm 10 µm
23
5. METODOLOGIA UTILIZADA
Para análise da influência do teor de finos no comportamento do rejeito de
minério de ferro estudado foram realizados ensaios no rejeito original e ensaios em
diferentes misturas realizadas com o próprio material do rejeito. As misturas foram
preparadas de forma a cada uma possuir um determinado teor de finos (FC), isto é,
foram preparadas misturas com FC = 0, 20, 35 (rejeito natural), 50, 60 e 100%. Os
ensaios realizados consistiram na caracterização do material (análise granulométrica,
determinação de índice de vazios máximo e mínimo, e determinação da massa
específica dos sólidos) e em ensaios de adensamento unidimensional.
As metodologias utilizadas no preparo das misturas e nos ensaios serão
apresentadas nos itens a seguir. Todos os ensaios foram realizados no Laboratório de
Mecânica dos Solos Fernando Emmanuel Barata, na Escola Politécnica da UFRJ, e no
Laboratório de Geotecnia Professor Jacques Medina, situado na COPPE/UFRJ.
5.1. PREPARO DAS MISTURAS
Para o preparo das misturas com diferentes teores de finos o rejeito foi seco
em estufa, destorroado e peneirado na peneira 200. A parcela que ficou retida compõe
a fração grossa do rejeito, e a parcela passante compõe a fração fina do material (Figura
5.1). Cada parcela foi então quarteada e as porções menores foram misturadas e
homogeneizadas de forma a se obter materiais com os teores de finos desejados.
Assim, uma mistura com FC=60%, por exemplo, possui 60% de seu peso total
correspondente à fração do rejeito que passou na peneira 200, e os outros 40% são da
fração retida nessa peneira.
Figura 5.1 – Rejeito após separação na peneira nº 200: a) fração fina e b) fração grossa
a
b
24
5.2. ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO
Para a caracterização do rejeito foram feitos ensaios de peneiramento e
sedimentação, com defloculante, ensaios para determinação do peso específico dos
sólidos, e ensaios para determinação dos índices de vazios máximo e mínimo. Não
foram realizados ensaios de limites de Atterberg uma vez que, através do manuseio do
material, é possível perceber que o rejeito não apresenta plasticidade. Todos os ensaios
foram realizados no rejeito original e nas frações fina e grossa obtidas após a separação
na peneira 200.
Os ensaios foram realizados com base nas normas abaixo:
• Peneiramento e sedimentação: NBR 7181:2016 (ABNT, 2016b);
• Determinação da massa específica dos sólidos: NBR 6458:2016 (ABNT,
2016a)
• Determinação do índice de vazios mínimo: ASTM-D4253-00 – Standard
Test Methods for Maximum Index Density and Unit Weight of Soils Using
a Vibratory Table (ASTM, 2000a)
Antes do início dos ensaios cada mistura foi seca em estufa, destorroada, e
quarteada conforme Figura 5.2.
Figura 5.2 – Quarteamento do material
25
Para analisar a influência da porcentagem de finos no comportamento de um
rejeito é necessário conhecer o índice de vazios dos corpos de prova ensaiados e, desta
forma, é necessário também conhecer a densidade real dos grãos. (Gs). Sendo Gs
função das densidades dos grãos minerais constituintes e dos procedimentos de
extração e processamento do minério, seu valor varia com o teor de finos da mistura.
Isto ocorre porque a fração grossa do rejeito é constituída principalmente pelo mineral
quartzo, e a fração fina pelos óxidos de ferro cujas densidades são superiores à da
sílica. Deste modo, foram realizados três ensaios para a determinação do Gs:
• O primeiro ensaio foi realizado no rejeito original (FC=35%);
• O segundo ensaio foi realizado somente com a parcela fina, passante na
peneira nº 200;
• O terceiro ensaio foi realizado somente com a parcela grosseira, retida
na peneira nº 200.
O Gs da mistura a partir das frações de finos foi então calculado por
𝐺𝑠,𝑚𝑖𝑠𝑡𝑢𝑟𝑎 =
𝐹𝐶
100∙ 𝐺𝑠,𝑓𝑖𝑛𝑜𝑠 + (1 −
𝐹𝐶
100) ∙ 𝐺𝑠,𝑔𝑟𝑜𝑠𝑠𝑜𝑠
Equação 5.1
sendo
FC = fração fina da mistura (passante na peneira nº 200);
Gs,mistura = densidade dos sólidos da mistura;
Gs,finos = densidade real dos sólidos da fração fina do rejeito;
Gs,grossos = densidade real dos sólidos da fração grossa do rejeito.
5.3. ENSAIOS PARA DETERMINAÇÃO DOS ÍNDICES DE VAZIOS
MÁXIMOS E MÍNIMOS:
O solo é um material composto por partículas sólidas, ar, e água (Figura 5.3),
sendo o seu comportamento dependente da quantidade relativa de cada uma dessas
três fases. As proporções entre as fases podem ainda se alterar devido ao
comportamento mecânico do solo quando submetido a variações no estado de tensões
efetivas.
26
Figura 5.3 – As fases no solo separadas em volume (PINTO, 2006)
O índice de vazios é definido como a relação entre o volume de vazios (Vv),
representado pelo conjunto ar+água, e o volume das partículas sólidas (Vs).
O comportamento mecânico de um solo arenoso varia com o seu estado de
compacidade. Através dos índices de vazios máximo e mínimo é possível verificar seu
estado mais fofo e mais compacto possível, respectivamente. Esses índices são obtidos
através dos ensaios que serão descritos nos itens seguintes. A compacidade de uma
areia é dada pela compacidade relativa (CR)
𝐶𝑅 = 𝑒𝑚á𝑥 − 𝑒
𝑒𝑚á𝑥 − 𝑒𝑚í𝑛 Equação 5.3
onde
e = índice de vazios que o material se encontra;
emáx = índice de vazios máximo obtido em laboratório;
emín = índice de vazios mínimo obtido em laboratório.
A Tabela 5.1 fornece uma terminologia proposta por Terzaghi para a
classificação de areias de acordo com a sua compacidade relativa. Para um mesmo
volume de solo, quanto menor o índice de vazios, mais partículas sólidas estarão
presentes no conjunto, tornando a amostra mais compacta. De forma geral, as areias
compactas apresentam maior resistência e menor deformabilidade. Estas
características dependem também de fatores como distribuição granulométrica e o
formato dos grãos. Contudo, a compacidade mostra-se um fator importante.
𝑒 =
𝑉𝑣
𝑉𝑠
Equação 5.2
27
Tabela 5.1 – Classificação das areias segundo a compacidade (PINTO, 2006)
Classificação CR
Areia fofa Abaixo de 0,33
Areia de compacidade média Entre 0,33 e 0,66
Areia compacta Acima de 0,66
5.3.1. ÍNDICE DE VAZIOS MÍNIMO
Para a determinação do índice de vazios mínimo, foi adotada uma das
metodologias propostas pela norma ASTM-D4253-00 - Standard Test Methods for
Maximin Index Density and Unit Weight of Soils Using a Vibratory Table (ASTM, 2000a).
Cabe ressaltar que a norma estabelece a determinação do índice de vazios
mínimo de solos não coesivos, que contenham até 15% de partículas passantes na
peneira nº 200. Segundo REZENDE (2003), entretanto, para o caso de rejeitos de
minério de ferro, a fração fina corresponde basicamente às partículas de ferro, isentas
de características coesivas. Sendo assim, seria possível adotar os procedimentos
sugeridos pela norma ASTM, ainda que o percentual de finos do rejeito analisado seja
maior que 15%.
Para a realização do ensaio foram utilizados o rejeito seco e destorroado, um
cilindro Proctor Normal, com colar, uma mesa vibratória, e um peso de
aproximadamente 1,8 kg (Figura 5.4). De modo a conferir se o rejeito estava seco, foi
necessário medir a umidade. O valor encontrado foi de aproximadamente 0,04%,
configurando assim, um material seco.
Figura 5.4 – Conjunto utilizado no ensaio para determinação do índice de vazios mínimo
28
O ensaio consistia em preencher o cilindro com o material do rejeito até uma
altura superior à metade do colar, com o auxílio de um funil, de forma a minimizar a
segregação dos grãos. Em seguida o peso era colocado sobre o rejeito, de forma a
auxiliar na compactação do material ao ser submetido à vibração. O conjunto era então
posicionado sobre a mesa vibratória e submetido a uma vibração sob frequência de 60
Hz, durante 10 minutos. Ao final, o colar do cilindro era retirado e o molde era rasado
com o auxílio de uma régua de aço, eliminando o excesso do material, como mostra a
Figura 5.5. O rejeito era então transferido integralmente para um novo recipiente, onde
era pesado, visando obter sua massa seca que, relacionada com o volume do molde,
resultava na máxima massa específica seca.
Figura 5.5 – Molde rasado para obtenção do índice de vazios mínimo
Para a determinação do valor do índice de vazios mínimo, seguiu-se a
sequência de cálculos descrita abaixo:
𝑒𝑚í𝑛 = (
𝜌𝑠
𝜌𝑑,𝑚á𝑥) − 1
Equação 5.4
𝜌𝑑,𝑚á𝑥 = 𝑚𝑠
𝑉𝑡 Equação 5.5
sendo
emín = Índice de vazios mínimo do material;
𝜌𝑠 = massa específica dos sólidos (conforme metodologia proposta no item 5.2);
𝜌𝑑,𝑚á𝑥 = massa específica seca máxima (g/cm³); determinada no ensaio;
𝑚𝑠 = massa seca do rejeito (g);
𝑉𝑡 = Volume do cilindro de Proctor Normal (cm³).
29
5.3.2. ÍNDICE DE VAZIOS MÁXIMO
Inicialmente, para a determinação do índice de vazios máximo, foram
realizados os três métodos propostos pela norma ASTM-D4254 - Standard Test
Methods for Minimum Index Density and Unit Weight os Soils Using a Vibratory Table
(ASTM, 2000b). Os resultados obtidos, no entanto, encontravam-se muito abaixo do
esperado para o rejeito original bem como para as misturas, de acordo com a literatura.
Desta forma, outros métodos foram testados, e a metodologia adotada, que resultou em
um maior índice de vazios, será descrita a seguir.
O ensaio para determinação do índice de vazios máximo consistiu então em,
com o auxílio de uma colher, depositar o material seco cuidadosamente dentro de um
anel de aço. A altura de queda entre o material da colher e a camada de rejeito já
depositada deveria ser mínima, e a deposição era feita de forma lenta, conforme a
Figura 5.6.
Figura 5.6 – Ensaio para determinação do índice de vazios máximo
As dimensões do anel utilizado encontram-se descriminadas na Tabela 5.2.
Tabela 5.2 – Dimensões do anel utilizado no ensaio para determinação do índice de vazios máximo
Diâmetro externo (De) 5,35 cm
Espessura 1,30 cm
Diâmetro interno (Di) 5,09 cm
Altura (h) 2,04 cm
Volume (V) 41,51 cm³
30
Para a determinação do valor do índice de vazios máximo, seguiu-se a
sequência de cálculos descrita abaixo:
𝑒𝑚á𝑥 = (
𝜌𝑠
𝜌𝑑,𝑚í𝑛) − 1
Equação 5.6
𝜌𝑑,𝑚í𝑛 = 𝑚𝑠
𝑉𝑡 Equação 5.7
sendo
emáx = Índice de vazios máximo;
𝜌𝑠 = massa específica dos grãos (conforme metodologia proposta no item 5.2);
𝜌𝑑,𝑚í𝑛 = massa específica seca mínima (g/cm³); determinada no ensaio;
𝑚𝑠 = massa seca do rejeito (g);
𝑉𝑡 = Volume do anel (cm³).
É interessante pontuar que a autora realizou este ensaio de forma similar,
porém com um anel de maiores dimensões, e encontrou resultados muito abaixo do
esperado pela literatura e dos resultados já obtidos anteriormente por esta autora. As
dimensões deste anel estão apresentadas na Tabela 5.3. A Figura 5.7 apresenta ambos
os anéis utilizados, para comparação.
Tabela 5.3 – Dimensões do segundo anel utilizado para determinação do índice de vazios máximo
Diâmetro externo (De) 6,64 cm
Espessura 0,17 cm
Diâmetro interno (Di) 6,30 cm
Altura (h) 2,56 cm
Volume (V) 79,80 cm³
Figura 5.7 – Anéis utilizados na realização do ensaio para determinação do índice de vazios
De=6,64cm De=5,35cm
31
O ensaio realizado com a mistura de FC=60% pode ser utilizado como
exemplo. Este mesmo ensaio foi realizado com os dois anéis e a autora obteve
resultados muito distintos. O ensaio foi repetido seis vezes para cada anel e os
resultados obtidos encontram-se na Tabela 5.4.
Tabela 5.4 – Resultados obtidos para o índice de vazios máximo com diferentes anéis
Índice de Vazios Máximo
Anel Menor Anel Maior
1,06 0,97
1,05 0,98
1,05 0,97
1,06 0,98
1,07 0,98
1,06 0,97
Como pode ser observado, para o anel menor, o maior índice de vazios
encontrado foi igual a 1,07, enquanto que, para o anel maior, este valor não ultrapassa
0,98. Sendo assim, conclui-se que a dimensão do anel interfere no valor determinado
para o índice de vazios máximo, uma vez que esta foi a única variável modificada entre
ambos os ensaios.
5.4. ENSAIO DE ADENSAMENTO UNIDIMENSIONAL
Os ensaios edométricos foram divididos em duas fases, totalizando sete
ensaios realizados. A primeira fase consistiu em 2 ensaios, realizados em corpos de
prova moldados com o material do rejeito original e com diferentes índices de vazios
iniciais (0,70 e 0,80). Segundo REZENDE (2013), o índice de vazios médio de campo
para a região da praia de rejeitos igual a 0,88. Os ensaios da segunda fase foram
realizados nas misturas preparadas com o material do rejeito considerando os diferentes
teores de finos (FC = 0, 20, 50, 60 e 100%), segundo metodologia descrita no item 5.1,
e em corpos de prova moldados com o mesmo índice de vazios (0,85±0,01).
Todos os corpos de prova foram carregados em estágios, até alcançar uma
tensão efetiva vertical igual a 800 kPa, quando passaram a ser descarregados.
Os ensaios foram realizados no Laboratório de Mecânica dos Solos Professor
Fernando Emmanuel Barata, na Universidade Federal do Rio de Janeiro, e no
Laboratório de Geotecnia Professor Jacques Medina, situado na COPPE/UFRJ. Todos
eles foram realizados de acordo com a norma brasileira NBR 12007 (ABNT, 1990). A
32
Figura 5.8 e Figura 5.9 apresentam imagens das prensas utilizadas nos ensaios, durante
a realização dos mesmos.
Figura 5.8 – Prensa de adensamento – Laboratório Fernando Emmanuel Barata
Figura 5.9 – Prensas de adensamento – Laboratório de Geotecnia Professor Jacques Medina
33
Como os materiais granulares são muito menos compressíveis do que os
materiais argilosos, verificou-se se a deformação do conjunto (célula de adensamento,
anel de aço, e pedra porosa) poderia ser significativa e influenciar no valor calculado do
índice de vazios do rejeito. Desta forma, foi realizado um ensaio de adensamento
apenas no conjunto, isto é, sem corpo de prova,
As deformações foram obtidas até o carregamento de 400 kPa e comparadas
com as deformações dos ensaios realizados com as misturas. Verificou-se que a
influência dessa compressibilidade no valor do índice de vazios não era superior a 0,01.
Dessa forma, considerou-se que a compressibilidade do conjunto poderia ser
desprezada.
5.4.1. MOLDAGEM DOS CORPOS DE PROVA
A moldagem dos corpos de prova da presente pesquisa foi realizada pluviando
o material no interior de um anel de aço biselado, próprio do ensaio de adensamento.
Os ensaios da primeira e da segunda fase foram realizados em anéis com dimensões
distintas, especificadas na tabela abaixo. A mudança nas dimensões dos anéis se deu
pela realização de ensaios em células de adensamento diferentes.
Tabela 5.5 – Dimensões dos anéis utilizados nos ensaios de adensamento
Primeira fase Segunda fase
Diâmetro externo (De) 5,35 cm 7,39 cm
Espessura 1,30 cm 1,11cm
Diâmetro interno (Di) 5,09 cm 7,16 cm
Altura (h) 2,04 cm 2,03 cm
Volume (V) 41,51 cm³ 81,78 cm³
A moldagem iniciava com o posicionamento do anel de aço sobre um papel
filtro, que por sua vez era colocado em cima de uma pedra porosa seca, e o conjunto
era pesado. A pluviação era então feita utilizando um funil de vidro, diretamente no
interior do anel, conforme apresentado na Figura 5.10. De forma a alcançar o índice de
vazios requerido, variava-se a altura de queda do material, e alguns corpos de prova
tiveram ainda que ser levemente compactados em camadas, utilizando apenas o top
cap para auxiliar.
34
Figura 5.10 – Moldagem do corpo de prova por pluviação
Após a pluviação o corpo de prova era rasado, e o material excedente era
retirado de cima da pedra porosa com o auxílio de um pincel (Figura 5.11 e Figura 5.12).
O conjunto era novamente pesado, e o peso seco do material (Ps) era dado pela
diferença entre ambas as pesagens.
O índice de vazios era então calculado pela Equação 5.8.
𝑒 = (𝐺𝑆 ∙ 𝛾𝑤
𝛾𝑑) − 1 Equação 5.8
𝛾𝑑 =
𝑃𝑆
𝑉𝑇
Equação 5.9
Sendo:
GS = densidade real dos sólidos (calculada para cada mistura, conforme metodologia
explicada no item 5.2)
𝛾𝑤 = peso específico da água (9,81 kN/m³);
𝛾𝑑 = peso específico seco;
PS = Peso seco;
VT = Volume total.
35
Figura 5.11 – Nivelamento do rejeito no anel
Figura 5.12 – Retirada do material excedente sobre a pedra porosa
Após alcançado o índice de vazios desejado, a pedra porosa utilizada na
moldagem era substituída por uma pedra porosa previamente saturada. Com cautela,
colocava-se a pedra porosa que seria utilizada na prensa sobre o anel e girava-se o
conjunto de modo a preservar o índice de vazios desejado, conforme ilustrado na Figura
5.13. Esse conjunto era então posto na câmara de adensamento, conforme a Figura
5.14 e depois colocado na prensa (Figura 5.15), inundado com água destilada, e deixado
saturando por pelo menos 24 horas, sob uma carga de assentamento de 5 kPa (para as
amostras com e=0,70 e e=0,80) e 6,25 kPa (para as amostras com e=0,85). As pedras
porosas utilizadas na prensa foram previamente fervidas e mantidas imersas em água
36
até o instante de entrar em contato com o corpo de prova, de modo a garantir que
somente o rejeito fosse saturado durante as 24 horas.
Figura 5.13 – Posicionamento da pedra porosa saturada que será utilizada na prensa
Figura 5.14 – Câmara de adensamento com o anel posicionado
37
Figura 5.15 – Prensa de adensamento com o rejeito inundado com água destilada
5.4.2. EXECUÇÃO DO ENSAIO
Após o período determinado para a saturação do corpo de prova (mínimo de
24 horas), realizaram-se 7 estágios de carregamento de 12,5kPa; 25kPa; 50kPa;
100kPa; 200kPa; 400kPa e 800kPa. Em cada estágio foram feitas leituras da altura do
corpo de prova no extensômetro, com resolução de 0,01mm, imediatamente antes do
carregamento e nos intervalos de tempo de 0,1min; 0,25min; 0,5min; 1min; 2min; 4min;
8min; 15min; 30min; 1hora; 2horas; 4horas; 8horas; 24horas contados a partir do
instante de aplicação do incremento de carga. Os ensaios com granulometria original e
índice de vazios de moldagem igual a 0,70, e a mistura com FC=20% foram realizados
com intervalos de 48 horas entre os estágios de carregamento.
Após o término dos estágios de 800 kPa efetuaram-se então os
descarregamentos para 200kPa, 50kPa e 5kPa.
Os ensaios foram realizados em um laboratório sem incidência de raios solares,
e com temperatura controlada de 24°C.
38
5.4.3. ESTIMATIVA DO COEFICIENTE DE PERMEABILIDADE
O coeficiente de permeabilidade de um solo pode ser obtido através de
métodos diretos ou indiretos. Neste trabalho o coeficiente de permeabilidade foi
estimado pelo método indireto, através de resultados de ensaios de adensamento.
Assim, a permeabilidade é calculada a partir da definição do coeficiente de
adensamento, que é determinado no ensaio (Equação 5.10)
k = cv av γw
1 + e Equação 5.10
onde cv é o coeficiente de adensamento, av é o coeficiente de compressibilidade, w é o
peso específico da água, e e é o índice de vazios no início do estágio de carregamento.
O coeficiente de compressibilidade, av, é definido por
𝑎𝑣 ≅
∆𝑒
∆𝜎′
Equação 5.11
sendo e e ’ as variações de índice de vazios e de tensões efetivas verticais durante
o estágio de carregamento.
Como o coeficiente de permeabilidade dos solos é referido considerando a
temperatura da água a 20°C, o valor do coeficiente de permeabilidade obtido nos
ensaios foi corrigido dada a temperatura em que ele foi realizado (24°C). A correção é
feita a partir da relação entre a viscosidade da água em ambas as temperaturas, através
da equação
k20 = 𝜇𝑇
𝜇20∙ 𝑘𝑇 Equação 5.12
onde k20 e kT são, respectivamente, o coeficiente de permeabilidade do solo, a água, na
temperatura de 20°C e na temperatura do ensaio, e 20 e T são os valores da
viscosidade da água nas temperaturas de 20°C e de ensaio, respectivamente.
5.5. QUEBRA DE GRÃOS
Com o objetivo de analisar uma possível quebra de grãos, foi realizado o
peneiramento do corpo de prova com teor de finos igual a 20% antes e após o ensaio
de adensamento.
39
O peneiramento é realizado de forma a passar a amostra por toda a série de
peneiras entre as de nº 20 e 200, no agitador, por 15 minutos. Cada peneira é pesada
imediatamente antes, e logo após de ser colocada no agitador, de modo a se obter o
peso do material retido em cada uma.
Após a realização do ensaio de adensamento, todo o rejeito contido no anel da
célula foi retirado com o auxílio de uma espátula. Para que todo o material fosse de fato
retirado do conjunto, foi necessária a utilização de um pisete com água destilada (Figura
5.16). O material foi então deixado secando ao ar por aproximadamente 120 horas, e
em seguida deixado por mais 48 horas em estufa antes de se realizar novamente o
peneiramento.
Figura 5.16 – Retirada do material do anel
COOP et al. (2004) apresentam uma metodologia desenvolvida por HARDIN
(1985) para quantificar a porcentagem de quebra de grãos através do cálculo das áreas
formadas pelas curvas granulométricas do solo, antes e depois do material ser
submetido a uma tensão de compressão.
A área hachurada na Figura 5.17 representa, segundo os autores, a quebra
total de grãos e, a partir dela, pode-se calcular o índice que quantifica essa quebra
(Equação 5.13).
40
Po
rce
nta
gem
pas
san
te (
%)
Granulometria inicial
Após ensaio
Diâmetro dos grãos (mm)
Quebra total, Bt = Área BCDB (região hachurada)Potencial de quebra, Bp = Área BCABQuebra relativa, Br = Bt/Bp
Figura 5.17 – Definição de quebra relativa (adaptado de HARDIN, 1985 em COOP et al., 2004)
𝐵𝑟 =
𝐵𝑡
𝐵𝑝
Equação 5.13
sendo
𝐵𝑟= Quebra relativa
𝐵𝑡= Quebra total
𝐵𝑝= Potencial de quebra
Para os cálculos, apenas as frações granulométricas com diâmetro maior ou
igual a 0,074 mm são consideradas, de modo que não é necessário realizar a
sedimentação para obter a curva granulométrica abaixo da peneira de nº 200.
41
6. RESULTADOS E ANÁLISES
6.1. ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO
Para a caracterização do rejeito natural homogeneizado e das frações foram
feitos ensaios de peneiramento e sedimentação, com defloculante, ensaios para
determinação do peso específico dos sólidos, e ensaios para determinação dos índices
de vazios máximo e mínimo.
6.1.1. ANÁLISE GRANULOMÉTRICA
A Figura 6.1 apresenta a curva granulométrica para o rejeito natural
homogeneizado. Observa-se que ele é constituído de 31% de silte e 69% de areia,
sendo classificado como um material areno-siltoso. A partir da curva, foi obtido o teor de
finos (FC), valores de D50 e o coeficiente de não uniformidade (CNU) e coeficiente de
curvatura (CC). A Tabela 6.1 apresenta o resultado da análise granulométrica do rejeito
original
Figura 6.1 – Curva granulométrica do rejeito natural homogeneizado
Tabela 6.1 – Resultado da análise granulométrica do rejeito original, com defloculante
Material Rejeito original
Areia (%) 68,6%
Silte (%) 31,4%
FC (%) – Peneiramento com defloculante 38
FC (%) – Peneiramento sem defloculante 35
D50 (mm) 0,09
CC 1,12
CNU 3,45
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,001 0,01 0,1 1 10 100
Po
rce
nta
ge
m q
ue
Pa
ss
a
Diâmetro dos Grãos (mm)
Curva Granulométrica
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Po
rce
nta
ge
m R
eti
da
PEDREGULHOAREIA
SILTEGROSSAMÉDIAFINA
ABNT
PENEIRAS: 200 100 60 40 2030 10 8 4 3/8 3/4 1 1 1/2
ARGILA
42
A Figura 6.2 apresenta a curva granulométrica para as frações fina e grossa e
a Tabela 6.2 exibe os resultados da análise granulométrica das frações fina e grossa.
Figura 6.2 – Curvas granulométricas das frações fina e grossa do rejeito estudado
Tabela 6.2 – Resultado da análise granulométrica das frações fina e grossa
Propriedade Fração Fina Fração Grossa
D50 (mm) 0,04 0,13
CC 1,02 0,81
CNU 2,45 1,75
6.1.2. DENSIDADE RELATIVA DOS SÓLIDOS
A densidade relativa dos sólidos (Gs) determinada para o rejeito original foi igual
a 2,80. Os resultados determinados nos ensaios considerando apenas as frações
grossa e fina do rejeito, isto é, as frações retida e passante na peneira 200, encontram-
se na Tabela 6.3.
Tabela 6.3 – Densidade relativa dos grãos para as frações fina e grossa do rejeito
Fração GS
Grossa 2,69
Fina 3,13
Observa-se que, como era esperado, a fração fina apresentou um valor de Gs
consideravelmente superior à fração grossa, devido à maior presença dos óxidos de
ferro nessa fração.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,001 0,01 0,1 1
Po
rcen
tag
em
qu
e p
assa
Diâmetro dos grãos (mm)
Fração grossa
Fração fina
#200
43
Para as demais misturas, com diferentes teores de finos, a determinação do
valor de Gs seguiu a metodologia apresentada no item 5.2. Os valores obtidos
encontram-se na Tabela 6.4. O resultado da fração grosseira indica a provável presença
de uma pequena quantidade de óxido, tendo em vista que a densidade relativa do
quartzo é 2,65.
Tabela 6.4 – Densidade relativa dos sólidos para as misturas com diferentes FC
FC (%) GS
0 2,69
20 2,78
50 2,91
60 2,95
100 3,13
6.1.3. ÍNDICES DE VAZIOS MÁXIMO E MÍNIMO
Os valores dos índices de vazios máximo e mínimo do rejeito original e das
misturas, determinados segundo metodologia apresentada no capítulo 5, encontram-se
apresentados na Tabela 6.5.
Tabela 6.5 – Resultados dos índices de vazios máximo e mínimo para diferentes teores de finos
FC (%) e(máx) e(mín)
0 0,95 0,62
20 0,88 0,53
35 0,97 0,59
50 1,03 0,55
60 1,07 0,58
100 1,28 0,66
Os valores determinados para o rejeito original (FC=35%) estão próximos dos
valores obtidos por REZENDE (2013), que encontrou emáx=1,04 e emín=0,53, em ensaios
realizados com amostras de rejeito oriundas da mesma barragem.
A partir dos valores encontrados foi traçado o gráfico apresentado na Figura
6.3, que apresenta as relações entre os índices de vazios máximo e mínimo e o teor de
finos dos materiais. Nota-se que inicialmente o índice de vazios máximo decresce com
o aumento do teor de finos, até alcançar seu menor valor para FC em torno de 20%. Em
44
seguida o comportamento se inverte, a curva começa a subir, e o maior valor de emáx é
alcançado para FC=100%.
A curva que apresenta a relação com o índice de vazios mínimo, no entanto,
não se mostrou muito sensível à variação do teor de finos, tendo apresentado valores
entre 0,53 e 0,66 para todo o intervalo de FC.
Comportamentos similares foram encontrados por diversos autores na
literatura (BELKHATIR et al., 2013, BANDINI & SATHISKUMAR, 2009,
THEVANAYAGAM et al., 2002, FOURIE & PAPAGEORGIOU, 2001), como apresentado
anteriormente no item 3.1.
Figura 6.3 – Relações entre os índices de vazios máximo e mínimo e o teor de finos
6.2. ENSAIOS DE ADENSAMENTO
Para todos os estágios de carregamento e descarregamento foram traçados os
gráficos de índice de vazios versus logaritmo do tempo e índice de vazios versus raiz
quadrada do tempo. A curva do gráfico e x logt se apresentou na grande maioria dos
estágios como uma reta sem tendência à estabilização, e a curva do gráfico e x √t
apresentou uma significativa compressão inicial para todos os estágios de
carregamento. A Figura 6.4 e Figura 6.5 exibem um exemplo do comportamento
descrito, apresentando os resultados do estágio de 200 kPa, realizado no corpo de
prova com teor de finos de 20%, para um tempo de adensamento igual a 48 horas.
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
0% 20% 40% 60% 80% 100%
Índic
e d
e v
azio
s
FC
e(máx)
e(mín)
45
Ressalta-se que as variações de índices de vazios são muito pequenas em valores
absolutos, para todas as tensões e porcentagens de finos.
Figura 6.4 – Gráfico índice de vazios versus logaritmo do tempo: FC=20%, estágio de 200kPa
Figura 6.5 – Gráfico de índice de vazios versus raiz do tempo: FC=20%, estágio de 200 kPa
0,817
0,818
0,819
0,820
0,821
0,822
0,823
0,824
0,1 1 10 100 1000 10000
Índ
ice
de
va
zio
s
Tempo (min)
0,817
0,819
0,821
0,823
0,825
0,827
0,829
0,831
0 10 20 30 40 50 60
Índ
ice
de
va
zio
s
Raiz do tempo (√min)
48h
48h
Compressão inicial presente
em todos os estágios
46
6.2.1. FASE 1
As curvas de compressibilidade resultantes dos ensaios edométricos da fase 1
estão apresentadas na Figura 6.6. Esta fase consistiu em 2 ensaios, realizados em
corpos de prova moldados com o material do rejeito original, e com diferentes índices
de vazios iniciais (0,70 e 0,80). Para cada ensaio foi determinado o valor do índice de
compressão (Cc) considerando o intervalo de tensões efetivas verticais entre 100 e 800
kPa, e o índice de descompressão (Cs) considerando o intervalo de 800 a 50 kPa para
o rejeito com emold=0,80, e 800 a 100 kPa para emold=0,70.
Observa-se no gráfico uma pequena variação entre ambos os índices de
compressão, sendo Cc=0,05 para o rejeito ensaiado com índice de vazios de moldagem
igual a 0,80 e Cc=0,04 para o rejeito moldado com índice de vazios igual a 0,70. Este
resultado é semelhante ao obtido por GUMIERI et al. (1998) ao ensaiar o rejeito de
minério de ferro areno siltoso oriundo da Barragem de Germano, isto é, rejeito
proveniente da mesma indústria mineradora que o rejeito estudado neste trabalho (Cc =
0,04 para índice de vazios de moldagem igual a 0,76).
Não houve variação entre os índices de descompressão dos dois ensaios, sendo
ambos iguais a 0,02. A Tabela 6.6 apresenta um resumo dos resultados obtidos na Fase
1 dos ensaios de adensamento.
Figura 6.6 – Curvas de adensamento unidimensional do rejeito estudado para duas diferentes
compacidades
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,85
1 10 100 1000
Índ
ice
de
va
zio
s
Tensão efetiva vertical (kPa)
e=0,7
e=0,8
Cc = 0,05
Cc = 0,04
47
Tabela 6.6 – Compacidade relativa, índice de compressão, e índice de descompressão dos corpos de prova ensaiados na fase 1
emoldagem CR (%) Cc Cs
0,70 70 0,046 0,017
0,80 44 0,053 0,020
6.2.2. FASE 2
MOLDAGEM
A segunda fase dos ensaios edométricos foi realizada nas misturas preparadas
com o material do rejeito considerando os diferentes teores de finos (FC = 0, 20, 50, 60
e 100%), em corpos de prova moldados com o mesmo índice de vazios (0,85±0,01). A
Tabela 6.7 apresenta os índices de vazios de moldagem e a compacidade relativa de
cada CP antes do início dos ensaios.
Tabela 6.7 – Índices de vazios de moldagem e compacidade relativa dos corpos de prova para cada teor de finos
FC (%) emoldagem CR (%)
0 0,86 27
20 0,86 5
35 0,85 31
50 0,85 37
60 0,85 45
100 0,84 71
COMPRESSIBILIDADE
As curvas que apresentam a variação do índice de vazios com a variação da
tensão efetiva vertical, durante os ensaios da segunda fase, estão apresentadas na
Figura 6.7. A partir dos resultados foram calculados os valores dos índices de
compressão (Cc) para cada teor de finos, determinados no intervalo entre 100 e 800
kPa, e os valores dos índices de descompressão (Cs), determinados no intervalo entre
800 e 50 kPa. Os valores obtidos para cada mistura estão apresentados na Tabela 6.8.
Não foi possível determinar o teor de finos limite (FCth) esperado através das curvas de
adensamento da Figura 6.7.
48
Figura 6.7 – Curvas de adensamento unidimensional das diferentes amostras
Tabela 6.8 – Índices de compressão e de descompressão para diferentes teores de finos
FC (%) Índice de
Compressão (Cc) Índice de
Descompressão (Cs)
0 0,082 0,024
20 0,053 0,022
35 0,055 0,016
50 0,107 0,025
60 0,084 0,021
100 0,093 0,026
A relação entre o índice de compressão e o teor de finos do rejeito estudado
encontra-se apresentada no gráfico da Figura 6.8. Observa-se que o índice decresce no
intervalo de FC entre 0 e 20%, a partir do qual começa a crescer. O teor de finos igual
a 20% aparenta novamente ser um ponto de mínimo do comportamento descrito pelos
resultados dos ensaios, de forma similar aos resultados dos ensaios de índices de
vazios máximo e mínimo. Através desta figura, pode-se observar o comportamento
reverso esperado e a determinação do teor de finos limite (FCth).
Os valores de índice de descompressão, no entanto, não apresentaram
variação significativa com o aumento do teor de finos das misturas.
0,65
0,70
0,75
0,80
0,85
0,90
1 10 100 1000
Índ
ice
de
vazi
os
Tensão efetiva vertical (kPa)
FC = 0%
FC = 20%
FC = 35%
FC = 50%
FC = 60%
FC = 100%
49
Figura 6.8 – Relação entre o índice de compressão e o teor de finos do rejeito estudado
ESTIMATIVA DO COEFICIENTE DE PERMEABILIDADE
A partir dos resultados dos ensaios edométricos tentou-se estimar os valores
dos coeficientes de permeabilidade do rejeito original. A estimativa foi feita através da
determinação do coeficiente de adensamento, pelo método de Taylor, para os estágios
de tensões de 100, 200, 400, e 800 kPa. O valor do coeficiente de permeabilidade em
cada estágio foi em seguida calculado segundo a Equação 5.10, apresentada
anteriormente, e então corrigido para a temperatura de 20°C (Equação 5.12).
Os valores determinados encontram-se no intervalo entre 1,4x10-6 m/s (’v =
800 kPa) e 6,4x10-6 m/s (’v = 100 kPa). Apesar da curva ex√t não ter apresentado o
comportamento previsto pela teoria do adensamento, os resultados obtidos possuem a
mesma ordem de grandeza (10-6 m/s) que os valores obtidos por REZENDE (2013) ao
realizar ensaios para determinação do coeficiente de permeabilidade, em permeâmetro
de carga constante, no material da mesma barragem, com valores de índices de vazios
próximos.
Com os valores determinados foi analisada a relação entre o índice de vazios
e o coeficiente de permeabilidade (em escala logarítmica). Como o índice de vazios
varia durante o estágio de carregamento, utilizou-se o índice de vazios médio entre início
e fim do estágio. A Figura 6.9 apresenta a relação encontrada. Observa-se que ela é
bem ajustada por uma linha reta, resultando em um coeficiente de correlação igual a
0,98. A relação linear entre índice de vazios e logk foi apresentada para diversos outros
solos, com diferentes granulometrias, por LAMBE & WHITMAN (1969).
0,00
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0 20 40 60 80 100
Cc
FC(%)
50
Figura 6.9 – Relação entre o índice de vazios e o coeficiente de permeabilidade estimado através dos ensaios edométricos para o rejeito original
6.2.3. QUEBRA DE GRÃOS
De modo a analisar a quebra de grãos, foi realizado o peneiramento do
corpo de prova antes e após o ensaio de adensamento com FC=20%. Os resultados
obtidos para o peneiramento realizado estão apresentados nas Tabelas 6.9 e 6.10,
e as curvas granulométricas obtidas encontram-se na Figura 6.10, onde a região
hachurada em vermelho representa a quebra de grãos relativa.
Tabela 6.9 – Resultado do peneiramento realizado antes do adensamento do corpo de prova
Antes do adensamento
Peneiras nº % Passante % Retido
20 100,00 0,00
30 99,92 0,08
40 99,33 0,67
60 94,47 5,53
100 73,34 26,66
200 21,51 78,49
Bpa = 20,5
R² = 0,98
0,75
0,80
0,85
1 10
e
k20 (m/s)10-6 10-5
51
Tabela 6.10 – Resultado do peneiramento realizado após o adensamento do corpo de prova
Após o adensamento
Peneiras nº % Passante % Retido
20 100,00 0,00
30 99,94 0,06
40 99,58 0,42
60 95,88 4,12
100 80,19 19,81
200 32,23 67,77
Bpd = 16,6
Figura 6.10 – Curvas granulométricas obtidas por peneiramento antes e após o adensamento
O valor obtido para a quebra relativa (Br) foi calculado a partir da Equação
5.13, sendo igual a 18,7%. Este valor indica que ocorreu quebra de grãos. Conforme
BECKER (2017), análises estatísticas de ensaios de peneiramento em solos
lateríticos com grumos demonstraram que a chance de obter Br>1,1% sem que
tenha ocorrido quebra de grumos é de apenas 2,3%.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,01 0,1 1
Po
rce
nta
ge
m p
as
sa
da
(%
)
Diâmetro dos grãos (mm)
Antes
Depois
Bt
52
7. CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PRÓXIMAS
PESQUISAS
7.1. CONCLUSÕES
Neste trabalho foi estudada a influência do teor de finos no comportamento de
um rejeito de minério de ferro. Para tal, foram realizados ensaios de compressão
unidimensional, ensaios para determinação dos índices de vazios máximo e mínimo e
uma estimativa do coeficiente de permeabilidade a partir de resultados dos ensaios de
adensamento. Os corpos de prova foram obtidos através de misturas realizadas com as
frações do material retida e passante na peneira nº200.
Através dos ensaios de caracterização, verificou-se que o rejeito estudado é
um material areno-siltoso. A densidade relativa dos sólidos (Gs) do rejeito original foi
igual a 2,80 enquanto para fração grossa e fina foi encontrado os valores de 2,69 e 3,13,
respectivamente. A fração fina apresentou um valor superior ao da fração grossa devido
à maior quantidade de óxidos de ferro presente.
Os valores encontrados para os índices de vazios máximo e mínimo do rejeito
original foram igual a 0,97 e 0,59, respectivamente. Para a fração grossa, foram obtidos
os valores de 0,95 e 0,62 para os índices de vazios máximo e mínimo, respectivamente,
enquanto para a fração fina foram encontrados os valores de 1,28 e 0,66. Foi observado
que o índice de vazios mínimo é pouco sensível à variação de teor de finos. Entretanto,
para o índice de vazios máximo, notou-se uma diminuição deste valor com o aumento
do teor de finos até o FC=20% seguido de uma elevação até alcançar seu valor máximo,
quando FC=100%.
Nos ensaios de adensamento, através dos gráficos índice de vazios versus
logaritmo do tempo e índice de vazios versus raiz quadrada do tempo, dois
comportamentos foram notados. O primeiro se refere à estabilização da compressão
com o tempo. Nos ensaios realizados com intervalos de 48 horas entre os
carregamentos, foram poucos os estágios que apresentaram esta estabilização. Apesar
da curva não apresentar um patamar, variação do índice de vazios entre as leituras de
24h e 48h foi de aproximadamente 0,001. O segundo comportamento notado foi uma
compressão inicial acentuada presente em todos os estágios. Este comportamento não
era esperado para os carregamentos mais altos uma vez que as bolhas de ar já
deveriam ter sido expulsas em estágios iniciais.
53
As curvas de índices de vazios versus o logaritmo da tensão efetiva vertical não
apresentam o comportamento reverso esperado, não tendo sido possível determinar o
teor de finos limite deste material.
Foram calculados os valores dos índices de compressão (Cc) e descompressão
(Cs) para todas as amostras. Observou-se que o Cc diminuiu no intervalo de FC entre 0
e 20% e aumentou até atingir FC=100%. De forma similar aos resultados encontrados
nos ensaios de índices de vazios máximo e mínimo, o teor de finos igual a 20%
aparentou novamente ser um ponto de mínimo no comportamento descrito.
Para os valores de índices de descompressão, entretanto, não houve uma
variação significativa com o aumento do teor de finos das misturas.
A partir dos resultados dos ensaios de compressão unidimensional, foi
estimado o valor do coeficiente de permeabilidade do rejeito original. Os valores obtidos
encontraram-se na mesma ordem de grandeza (k=10-6 m/s) que os valores encontrados
por outra autora ao realizar ensaios de permeabilidade no material da mesma barragem.
Para a avaliação do comportamento relacionado à quebra de grãos, foi realizado
o peneiramento do corpo de prova antes e após o ensaio de adensamento com teor de
finos igual a 20%. O valor encontrado para a quebra relativa (Br) foi 18,7%, indicando
que houve quebra de grãos.
7.2. SUGESTÕES PARA PRÓXIMAS PESQUISAS
A autora sugere que sejam realizados, em pesquisas posteriores:
• Ensaios de caracterização para determinação de Gs nas amostras
misturadas,
• Ensaios de permeabilidade em permeâmetro, para todas as amostras,
• Continuação da análise de quebra de grãos em corpos de prova com
outros teores de finos;
• Ensaios de adensamento com tensões efetivas mais elevadas;
• Verificar a influência do FC no valor de Cc, para amostras com mesma
compacidade relativa;
• Repetir o ensaio de adensamento para FC=50%.
54
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