ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DO TEOR DE FINOS NÃO PLÁSTICOS NA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA DE UM REJEITO DE MINÉRIO DE FERRO. Evelyn Anne Pereira dos Santos

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ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DO TEOR DE FINOS NÃO PLÁSTICOS NA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA DE UM REJEITO DE MINÉRIO DE FERRO

Evelyn Anne Pereira dos Santos

Projeto de Graduação apresentado ao Curso de Engenharia Civil da Escola Politécnica, Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Engenheiro.

Orientadores: Leonardo De Bona Becker Ana Cláudia de Mattos Telles

Rio de Janeiro Novembro de 2020

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PROJETO DE GRADUAÇÃO SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO CURSO DE ENGENHARIA CIVIL DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO CIVIL.

Examinado por:

__________________________________ Prof. Leonardo De Bona Becker, DSc

__________________________________ Eng. Ana Cláudia de Mattos Telles, MSc

__________________________________ Prof. Marcos Barreto de Mendonça, DSc

_________________________________ Profa. Maria Claudia Barbosa, DSc

RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL NOVEMBRO DE 2020

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Santos, Evelyn Anne Pereira dos

Análise da Influência do Teor de Finos Não Plásticos na Condutividade Hidráulica de um Rejeito de Minério de Ferro – Rio de Janeiro, UFRJ/COPPE, 2020.

XII, 41 p.: il.; 29,7 cm.

Orientador: Leonardo De Bona Becker Ana Cláudia de Mattos Telles

Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/ Curso de Engenharia Civil, 2020.

Referências Bibliográficas: p. 39-41

1. Rejeito. 2. Condutividade Hidráulica. 3. Ensaio Edométrico. 4. Minério de ferro. I. Becker, Leonardo De Bona et al. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola Politécnica, Curso de Engenharia Civil. III. Título.

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Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Civil.

Novembro de 2020

Orientador: Leonardo De Bona Becker Coorientadora: Ana Cláudia de Mattos Telles

Um dos processos mais comumente utilizados pelas mineradoras brasileiras para a disposição dos rejeitos é a deposição hidráulica. Esse método resulta em uma massa de rejeitos muito heterogênea, o que pode influenciar determinadas características desta massa, tal como sua permeabilidade, compressibilidade, e resistência ao cisalhamento. Nas barragens de rejeito, a posição da linha freática é um dos principais aspectos de projeto, dado que o elevado nível d’água em seu interior pode causar instabilidade, levando ao rompimento da barragem. Tendo em vista que a posição da superfície freática é influenciada pela permeabilidade da massa de rejeitos, que por sua vez é função da granulometria do material, o presente trabalho analisa a influência do teor de finos na condutividade hidráulica (k) de um rejeito granular de minério de ferro. Foram realizados ensaios de permeabilidade em corpos de prova remoldados com diferentes teores de finos após o final dos estágios de carregamento de ensaios edométricos, de modo a se considerar conjuntamente a influência do índice de vazios na permeabilidade. Os resultados obtidos mostraram que a condutividade hidráulica variou entre 2ˑ10-7_{e 2ˑ10}-5 cm/s para os intervalos ensaiados. Foi observado que, para índices de vazios maiores que 0,55, a condutividade hidráulica é maior para o rejeito com teor de finos FC=10%. Para índices de vazios inferiores a 0,55, a maior condutividade hidráulica seria maior para as misturas com FC=0 e 20%.

Palavras-chave: Rejeito; Condutividade Hidráulica; Ensaio Edométrico; Minério de ferro.

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Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degreee of Engineer.

INFLUENCE OF THE NON-PLASTIC FINES CONTENT ON THE HYDRAULIC CONDUCTIVITY OF IRON ORE TAILINGS

November 2020

Advisor: Leonardo De Bona Becker Co-advisor: Ana Cláudia de Mattos Telles

One of the most used processes by Brazilian mining companies for tailings disposal is hydraulic deposition. This method results in heterogeneous tailings, which can influence some characteristics of the tailings, such as permeability, compressibility, and shear strength. In tailings dams, the position of the water table is one of the main design aspects, since a high-water level could cause instability, leading to the failure of the dam. Since the position of the phreatic surface is influenced by the permeability of the tailings, which depends on the particle size, this work analyzes the influence of the non-plastic fines content on the hydraulic conductivity of an iron ore granular tailings. Permeability tests were performed on remolded specimens with different fines content after the end of the loading stages of oedometer tests, in order to also consider the influence of the void ratio on the hydraulic conductivity. Testes results showed values of hydraulic conductivity varying between 2ˑ10-7 and 2ˑ10-5 m/s. For void ratios greater than 0.55, the hydraulic conductivity, is higher for the sample with fines content FC=10%. For void ratios below 0.55, the mixtures with FC=0 and 20% had the highest hydraulic conductivity.

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Agradecimentos

Aos meus pais, Hilton e Soraia, por sempre acreditarem em mim. Obrigada por estarem sempre ao meu lado me dando forças para continuar, pela preocupação de me dar a melhor educação, pela paciência, companheirismo e amor. Vocês sempre serão um exemplo para mim. Amo vocês.

Aos meus irmãos por serem condescendentes e pacientes em todos os momentos que precisei durante todos esses anos na faculdade. Assim como vocês torcem pelo meu sucesso, eu torço pelo de vocês. Sempre que precisarem, podem contar comigo. Vocês moram no meu coração.

Um agradecimento em particular para minha fã número 1, minha avó Beth, que esteve sempre ao meu lado desde muito pequena. Eu amo seu jeito coruja de ser e nunca esquecerei dos momentos que estudávamos juntas depois do colégio na infância. Tenho certeza de que, de certa forma, isso me motivou a ser perseverante nos estudos. Obrigada! À uma amiga da família de muitos anos, Maria Jaluza, por estar sempre ao meu lado. Agradeço por confiar em mim e acreditar no meu potencial.

Aos meus amigos e companheiros de trabalho do laboratório de geotecnia da empresa Geomecânica que me ensinaram na prática muito do que aprendi na teoria. Obrigada por me ajudarem a conduzir meus ensaios com tanta paciência e por construírem um ambiente de muita alegria e trabalho em equipe.

Ao meu orientador Leonardo Becker, por me mostrar, primeiramente, os horizontes da geotecnia. Obrigada pelos ensinamentos, pela paciência, pelo apoio e por estar sempre disponível para conversar e tirar dúvidas. Agradeço a confiança e empenho na realização deste trabalho.

À minha coorientadora, antiga chefe de trabalho e amiga Ana Cláudia por confiar em mim desde o início quando fui monitora da disciplina de Mecânica dos Solos 1. Devo a você muito do que sou hoje. Agradeço por todos os momentos dentro e fora de sala de aula e em ambiente de trabalho. Saiba que me espelho em você como um exemplo de profissional a ser seguido. Obrigada por ser quem você é e pelo carinho, paciência e companheirismo de todos esses anos.

Ao professor Marcos Barreto de Mendonça por confiar no meu trabalho como monitora e mostrar que a docência pode ser mais divertida do que parece. À professora Maria do Carmo por trazer alegria e descontração nesses últimos anos de faculdade.

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Obrigada por estarem sempre por perto e por todos os ensinamentos. Vocês fizeram um diferencial na minha trajetória profissional.

A todos os amigos que tive nesses anos de faculdade. Sem vocês o caminho seria muito mais difícil. Guardo cada um num cantinho especial do meu coração e tenho muito orgulho da caminhada que cada um escolheu seguir. Contem sempre comigo e espero vê-los em breve.

Aos amigos que fiz fora da faculdade, que chegaram de repente e hoje eu tenho um carinho mais que especial. Sei que vocês torcem muito por mim! Obrigada por estarem sempre presentes.

Por último, mas não menos importante, ao Alfredo Affonso por compartilhar a vida comigo e mostrar que tudo pode ser mais fácil e mais feliz quando estamos juntos. Saiba que você foi a peça fundamental em toda minha trajetória na graduação. Obrigada por ser meu maior apoiador, meu melhor amigo e confidente.

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SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ... 1

1.1 BARRAGENS DE REJEITO DE MINERAÇÃO NO BRASIL ... 1

1.2 MOTIVAÇÃO DA PESQUISA ... 2

1.3 OBJETIVO DO TRABALHO ... 3

2 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA EM MATERIAIS ARENOSOS E EM BARRAGENS DE REJEITO ... 4

2.1 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA EM MATERIAIS ARENOSOS ... 4

2.2 PERMEABILIDADE EM BARRAGENS DE REJEITO ... 8

3 MATERIAL ESTUDADO ... 11

3.1 APRESENTAÇÃO DA ÁREA DE ESTUDO ... 11

3.2 AMOSTRAGEM E APRESENTAÇÃO DO REJEITO ESTUDADO ... 12

4 METODOLOGIA ... 16

4.1 PREPARO DAS MISTURAS ... 16

4.2 CARACTERIZAÇÃO DAS MISTURAS ... 17

4.2.1 ANÁLISES GRANULOMÉTRICAS DAS MISTURAS ... 17

4.3 DETERMINAÇÃO DA MASSA ESPECÍFICA DOS SÓLIDOS ... 17

4.4 DETERMINAÇÃO DA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA NO ENSAIO EDOMÉTRICO ... 17

5 RESULTADOS ... 22

5.1 ANÁLISE GRANULOMÉTRICA DAS MISTURAS ... 22

5.2 MASSA ESPECÍFICA DOS SÓLIDOS ... 23

5.3 ENSAIO DE ADENSAMENTO EDOMÉTRICO ... 23

5.4 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA NO ENSAIO EDOMÉTRICO ... 24

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6.1 CARACTERIZAÇÃO DAS MISTURAS ... 25 6.2 ADENSAMENTO EDOMÉTRICO ... 27

6.3 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA VERTICAL NO ENSAIO EDOMÉTRICO

29

6.4 COMPARAÇÃO DOS RESULTADOS COM EQUAÇÕES EMPÍRICAS OU

SEMI-EMPÍRICAS ... 32

7 CONCLUSÕES ... 37 8 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ... 39

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Lista de Figuras

FIGURA 1.1-DISTRIBUIÇÃO PERCENTUAL DOS MINERAIS EXPORTADOS NO BRASIL EM

2017(IBRAM,2018) ... 1

FIGURA 2.1-EFEITO DA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA COM A VARIAÇÃO DO TEOR DE SILTE EM MISTURAS ARENO-SILTOSAS.(MODIFICADO DE BANDINI ET AL.,2009) .... 6

FIGURA 3.1-ARRANJO GERAL DAS ESTRUTURAS QUE INTEGRAVAM A UNIDADE INDUSTRIAL DE GERMANO (PIMENTADEAVILA,2015) ... 11

FIGURA 3.2-LOCALIZAÇÃO DOS RESERVATÓRIOS DOS DIQUES 1 E 2 NA BARRAGEM DE FUNDÃO EM 2013(MODIFICADO DE GOOGLEEARTH,2020) ... 12

FIGURA 3.3-LOCAL DE COLETA DAS AMOSTRAS NA BARRAGEM EM 2013(MODIFICADO DE GOOGLEEARTH,2020) ... 13

FIGURA 3.4-AMOSTRAS COLETADAS NA REGIÃO DE PRAIA DA BARRAGEM (FLORÉZ, 2015) ... 13

FIGURA 3.5-CURVA GRANULOMÉTRICA DO REJEITO ESTUDADO (TELLES,2017) ... 14

FIGURA 3.6-FOTOGRAFIAS OBTIDAS POR MEV DO REJEITO INALTERADO (FLORÉZ, 2015) ... 15

FIGURA 4.1-REJEITO APÓS SEPARAÇÃO NA PENEIRA #200. A) FRAÇÃO FINA, B) FRAÇÃO GROSSA (SILVA,2017) ... 17

FIGURA 4.2-MOLDAGEM DO CORPO DE PROVA POR PLUVIAÇÃO... 18

FIGURA 4.3-PRENSA DE ADENSAMENTO DO LABORATÓRIO DE GEOTECNIA DA GEOMECÂNICA ENGENHARIA E CONSTRUÇÃO. ... 19

FIGURA 4.4-BURETA COM AS MARCAÇÕES DE H1 E H2 UTILIZADA NO ENSAIO DE PERMEABILIDADE. ... 20

FIGURA 5.1-CURVAS GRANULOMÉTRICAS DAS MISTURAS ESTUDADAS. ... 22

FIGURA 5.2-CURVAS DE ADENSAMENTO UNIDIMENSIONAL DAS MISTURAS... 24

FIGURA 6.1-RELAÇÃO ENTRE O DIÂMETRO DOS GRÃOS E O TEOR DE FINOS. ... 25

FIGURA 6.2-RELAÇÃO ENTRE A DENSIDADE RELATIVA DOS SÓLIDOS E O TEOR DE FINOS. ... 26

FIGURA 6.3-RELAÇÃO ENTRE CC E CNU E O TEOR DE FINOS. ... 26

FIGURA 6.4-RELAÇÃO ENTRE OS ÍNDICES DE COMPRESSÃO, PARA DIFERENTES FAIXAS DE TENSÃO) E O TEOR DE FINOS DO REJEITO ESTUDADO NESTE TRABALHO E EM TELLES ET AL (2019)... 28

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FIGURA 6.5-RELAÇÃO ENTRE O ÍNDICE DE DESCOMPRESSÃO E O TEOR DE FINOS DO

REJEITO ESTUDADO NESTE TRABALHO E EM TELLES ET AL (2019)... 28 FIGURA 6.6-VARIAÇÃO DA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA DAS AMOSTRAS COM

DIFERENTES TEORES DE FINOS QUANDO SUBMETIDAS ÀS TENSÕES DE 100,200,400 E 800 KPA. ... 29 FIGURA 6.7-VARIAÇÃO DA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA DAS AMOSTRAS COM

DIFERENTES TEORES DE FINOS QUANDO SUBMETIDAS ÀS TENSÕES DE 100,200,400 E 800 KPA. ... 30 FIGURA 6.8-VARIAÇÃO DA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA EM FUNÇÃO DA RAZÃO

E³/(1+E). ... 31 FIGURA 6.9-VARIAÇÃO DA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA EM FUNÇÃO DO ÍNDICE DE

VAZIOS. ... 31 FIGURA 6.10-VARIAÇÃO DA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA EM FUNÇÃO DO QUADRADO

DO ÍNDICE DE VAZIOS. ... 32 FIGURA 6.11-COMPARAÇÃO ENTRE PREVISÕES E VALORES EXPERIMENTAIS DE

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Lista de Tabelas

TABELA 2.1-ENSAIO DE PERMEABILIDADE EM CÂMARA TRIAXIAL (REZENDE,2013) ... 9 TABELA 3.1-RESUMO DAS ANÁLISES DE CARACTERIZAÇÃO DO REJEITO INALTERADO

(MODIFICADO -FLORÉZ,2015) ... 14 TABELA 4.1-DIMENSÕES DOS ANÉIS UTILIZADOS NOS ENSAIOS EDOMÉTRICOS. ... 19 TABELA 5.1-RESULTADOS DAS ANÁLISES GRANULOMÉTRICAS PARA TODOS OS FC

ESTUDADOS ... 22 TABELA 5.2-VALORES DE GS PARA AS MISTURAS ESTUDADAS. ... 23 TABELA 5.3-CARACTERÍSTICAS DOS CORPOS DE PROVA DOS ENSAIOS EDOMÉTRICOS. ... 23 TABELA 5.4-RESUMO DOS RESULTADOS DOS ENSAIOS DE PERMEABILIDADES PARA TODAS

AS MISTURAS. ... 24 TABELA 6.1-ÍNDICES DE COMPRESSÃO E DE DESCOMPRESSÃO PARA DIFERENTES TEORES

DE FINOS. ... 27 TABELA 6.2-COMPARAÇÃO DOS VALORES DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA OBTIDOS

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Lista de Símbolos

C - Coeficiente de forma CC - Coeficiente de curvatura Cc - Índice de compressão

CNU - Coeficiente de não uniformidade Cs - Índice de descompressão

D5 - Diâmetro a partir do qual situam-se 5% em peso seco das partículas de solo

Ds - Diâmetro de uma esfera equivalente ao tamanho dos grãos do solo

e - Índice de vazios FC - Teor de finos

FCth - Teor de finos limite

Gs – Massa específica dos sólidos k - Coeficiente de permeabilidade γw - Peso específico da água

µ - Viscosidade do fluido σ’v - Tensão efetiva vertical

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1 INTRODUÇÃO

1.1 BARRAGENS DE REJEITO DE MINERAÇÃO NO BRASIL

A mineração compreende um conjunto de atividades destinadas a pesquisar, descobrir, mensurar, extrair, tratar ou beneficiar e transformar recursos minerais de forma a torná-los benefícios econômicos e sociais (IBRAM, 2016).

O setor de extração mineral representa uma atividade importante para o país, correspondendo a 1,4% do seu PIB, segundo IBRAM (2019). Dados de IBRAM (2017) apontam que entre junho de 2016 e junho de 2017 a produção mineral brasileira atingiu 32 bilhões de dólares, 33% maior do que no período anterior.

Segundo o relatório anual de atividades elaborado por IBRAM (2018), referente ao período de julho de 2017 a junho de 2018, os bens minerais exportados no ano de 2017 corresponderam a um volume de 403 milhões de toneladas, o equivalente a 23,3 bilhões de dólares. Dentre os principais produtos exportados pelo Brasil neste ano destacam-se os minérios de ferro, ouro, cobre e ferronióbio, como ilustrado no gráfico da Figura 1.1.

A indústria mineral, no entanto, resulta em uma elevada geração de resíduos, sendo esta função principalmente do tipo de minério envolvido e da sua condição na região de extração. Os resíduos provenientes do processo de mineração correspondem em sua quase totalidade aos estéreis e rejeitos. Os estéreis representam os resíduos sólidos provenientes do processo de extração do minério e são armazenados, de forma geral, em pilhas planejadas. O rejeito, por sua vez, é resultado da etapa de beneficiamento do minério, cuja principal finalidade é aumentar a qualidade e pureza do produto final, por meio da remoção de minerais associados sem valor

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econômico. A disposição de rejeitos em reservatórios criados por diques ou barragens é o método mais comumente utilizado no país.

Em uma das soluções de disposição, os rejeitos são depositados à montante dos diques de alteamento das barragens por meio de um processo de hidromecanização que envolve o transporte do material com o auxílio de água. Esse método resulta em uma massa de rejeito saturado que, quando encontrado no estado de compacidade fofa, pode apresentar baixa resistência ao cisalhamento, tornando a barragem suscetível a rompimentos e à liquefação por carregamentos estáticos e dinâmicos (ESPÓSITO, 2000).

1.2 MOTIVAÇÃO DA PESQUISA

Devido a grandes desastres envolvendo a ruptura de barragens de rejeitos, como os recentes rompimentos da Barragem do Fundão, em Mariana, 2015, e o colapso da barragem da mina do Córrego do Feijão, em Brumadinho, 2019, os métodos construtivos e o processo de deposição dos rejeitos têm sido amplamente reavaliados, e novas soluções estudadas.

O processo de deposição dos rejeitos mais utilizados pelas mineradoras brasileiras é a deposição hidráulica. Este procedimento consiste no lançamento do rejeito em forma de polpa (lama), cuja composição é dada por uma mistura de partículas sólidas e água, por meio de tubulações, por gravidade ou bombeamento nas barragens de rejeito.

A polpa gerada e depositada neste processo constitui uma massa muito heterogênea, cujas propriedades são função de sua composição (granulometria do material, tipo de fluido de transporte, teor de sólidos, geometria e densidade dos grãos).

A estabilidade e a segurança de qualquer barragem de terra são fortemente influenciadas pela posição do nível d’água no interior da estrutura. Para SANTOS (2004), três fatores podem condicionar este posicionamento: a distância da lagoa de decantação à crista da barragem, as condições de permeabilidade da fundação e o último é o efeito da variação da permeabilidade no maciço.

Um dos principais fatores que interferem na posição dessa linha freática é a condutividade hidráulica da massa de rejeitos, que é função da granulometria do material, e possivelmente do teor de finos. O teor de finos (FC) de amostras de rejeito de minério de ferro coletadas na região da praia da Barragem do Fundão por REZENDE (2013), apresentou variação entre 32 e 69% e as amostras coletadas por FLÓREZ (2015) também na região da praia da Barragem do Fundão apresentou variação entre 25 e 84%. Além disso, a influência do FC no comportamento de solos e rejeitos tem sido estudada por diversos autores, avaliando

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compressibilidade, resistência ao cisalhamento, permeabilidade e propriedades dos Estados Críticos (FOURIE & PAPAGEORGIOU, 2001, THEVANAYAGAM et al., 2002, YANG et al., 2006, BANDINI et al., 2009, CARRERA et al, 2011, TELLES et al. 2019).

1.3 OBJETIVO DO TRABALHO

O presente trabalho tem como objetivo avaliar a influência do teor de finos e do índice de vazios na condutividade hidráulica de um rejeito granular de minério de ferro, de forma a contribuir no entendimento de como esse importante parâmetro pode variar em uma barragem de rejeitos.

Foi realizada uma campanha de ensaios de laboratório para determinar a condutividade hidráulica de seis corpos de prova de misturas com teores de finos (FC) iguais a 0, 10, 20, 35, 60 e 100%. Os ensaios de permeabilidade de carga variável foram executados durante as etapas de carregamento do ensaio edométrico de 100, 200, 400 e 800 kPa.

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2 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA EM MATERIAIS ARENOSOS E EM BARRAGENS DE REJEITO

2.1 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA EM MATERIAIS ARENOSOS

A permeabilidade é a medida da capacidade que um solo possui de permitir o escoamento de um fluido qualquer. É uma propriedade não só do solo, mas também do fluido que o percola. A condutividade hidráulica pode ser traduzida pela facilidade com que se dá o escoamento da água no interior do solo.

TAYLOR (1948) determinou para o coeficiente de permeabilidade a Equação 2.1 abaixo ao assimilar o fluxo pelo solo à percolação de água por um conjunto de tubos capilares.

𝒌 = 𝑫_𝒔²𝜸𝒘 𝝁 𝒆³ (𝟏 + 𝒆)𝑪 (2.1) onde k: Coeficiente de permeabilidade (cm/s)

Ds: Diâmetro de uma esfera equivalente ao tamanho dos grãos do solo (cm/s) γw: Peso específico da água (gf/cm³)

µ: Viscosidade do fluido (gf.s/cm) C: Coeficiente de forma

Nesse contexto, HEAD (1994) pontua que os principais fatores que influenciam a condutividade hidráulica são: distribuição granulométrica, forma e textura das partículas, composição mineralógica, índice de vazios, grau de saturação, natureza do solo e do fluido, tipos de fluxo e temperatura.

Para um dado volume de solo, quanto menor o tamanho das partículas, menor será o tamanho dos vazios entre elas e, consequentemente, menor será o valor da condutividade hidráulica. A presença de grande porcentagem de finos no solo pode dificultar ainda mais a percolação de água por sua estrutura, uma vez que há redução da seção pela qual o fluxo escoa.

PINTO (2006) afirma que o formato dos grãos de areia tem muita importância no comportamento mecânico do solo, pois determina a forma como eles se encaixam e interagem entre si quando solicitados por forças externas. Quanto ao comportamento hidráulico, as partículas arredondadas têm tendência a gerar um caminho livre de percolação do fluido, uma

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vez que o arranjo estabelecido entre elas apresenta maior quantidade de vazios. Por outro lado, as partículas irregulares e mais angulosas encaixam melhor entre si, criando caminhos de percolação tortuosos, o que dificulta a passagem do fluido.

A condutividade hidráulica também é influenciada pela textura das partículas. Partículas de textura áspera apresentam maior resistência ao fluxo em função do atrito gerado no escoamento. O contrário se estabelece para partículas que possuem superfície lisa,apresentando menor resistência ao fluxo e, portanto, maior valor de condutividade hidráulica em relação às partículas ásperas.

Como o processo de formação dos solos consiste na degradação das rochas constituintes da crosta terrestre por meio de agentes físicos e químicos, as concentrações de cada tipo de partícula num solo dependem da composição química da rocha que lhe deu origem. Em partículas argilosas, devido às forças eletroquímicas, as primeiras camadas de moléculas de água no seu entorno encontram-se fortemente aderidas. Nesse contexto, HEAD (1994) afirma que a composição mineralógica de solos de granulometria fina tende a apresentar variações na espessura da água adsorvida, o que influencia diretamente a condutividade hidráulica por reduzir a seção de escoamento do fluido. Por essa razão, para solos finos o tipo de mineral que o compõe influencia mais na capacidade de escoamento do fluido do que a granulometria. Por outro lado, esse fator possui pouca influência na condutividade hidráulica de solos de granulometria grosseira, como areias e pedregulhos.

BANDINI et al (2009) realizaram ensaios de permeabilidade na câmara triaxial em misturas areno-siltosas com diferente valores de FC. Essas misturas foram submetidas a tensões confinantes iguais a 50, 100, 200 e 300 kPa e os resultados referentes ao ensaio com σ’c = 100 kPa estão apresentados nos gráficos das Figuras 2.1 e 2.2.

Como pode ser observado na Figura 2.1, para areias saturadas com aproximadamente 25% de silte, houve redução de duas ordens de grandeza no valor de k.

O gráfico da Figura 2.2 mostra que a condutividade hidráulica para as areias limpas não sofre influência significativa do índice de vazios. No entanto, para uma determinada quantidade de silte, k varia principalmente dentro de uma ordem de grandeza, dependendo do índice de vazios.

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Outro fator importante a ser considerado é o grau de saturação do solo, que é representado pela quantidade de água presente nos vazios do solo. Quando o solo está parcialmente saturado, há acúmulo de ar nos poros, dando origem a bolhas de ar que bloqueiam a passagem de água, reduzindo os caminhos preferenciais de percolação e consequentemente sua condutividade hidráulica.

Como dito anteriormente, a condutividade hidráulica depende de características do fluido que percola no solo, como o peso específico e a viscosidade. Essas duas características variam com a temperatura e, por isso, para haver uniformidade, é comum adotar-se nos ensaios o coeficiente referido à água na temperatura de 20ºC. Quanto maior a temperatura, menor é a viscosidade do fluido e, portanto, maior será sua condutividade hidráulica.

Figura 2.1 - Efeito da condutividade hidráulica com a variação do teor de silte em misturas areno-siltosas. (modificado de BANDINI et al., 2009)

Figura 2.2 - Condutividade hidráulica em misturas areno-siltosas com a variação do índice de vazios. (modificado de BANDINI et al., 2009)

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Outro fator associado ao fluido é o tipo de fluxo regido pelo escoamento. Como a velocidade de escoamento no solo é muito baixa, o fluxo pode ser considerado laminar. No entanto, em solos muito grossos, a velocidade é maior e, como o diâmetro dos vazios é maior, a velocidade crítica a partir da qual o fluxo torna-se turbulento é menor. Por isso, pode ocorrer regime turbulento em pedregulhos e areias grossas.

Como forma de avaliar esse aspecto, utiliza-se o número de Reynolds, que representa a razão entre as forças iniciais e viscosas. Este parâmetro é adimensional e prevê se o fluxo é turbulento ou laminar. Assim, para valores abaixo de 2000 o escoamento estará sob regime laminar e para valores acima de 2000, estará sob regime turbulento.

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2.2 PERMEABILIDADE EM BARRAGENS DE REJEITO

Os rejeitos podem ser convencionalmente dispostos em barragens por meio da deposição hidráulica. Esse método tem sido realizado com frequência pelas empresas de mineração, visto que estas alternativas minimizam os impactos ambientais resultantes da implantação de novas áreas e implicam reduções dos custos associados com o transporte dos rejeitos e de outros materiais de construção (SILVA, 2010).

Durante esse processo, são criadas zonas de diferentes permeabilidades, baseadas na granulometria do material lançado. A área mais próxima ao ponto de descarga dos rejeitos é composta predominantemente por material grosso com alta permeabilidade e a área mais distante por material fino com baixa permeabilidade, como esquematizado na Figura 2.3. SANTOS (2004) afirma que essa transição é resultado direto da segregação granulométrica gerada pelo lançamento e deposição dos rejeitos na praia, que por sua vez é função direta da granulometria do rejeito e do teor de sólidos no qual o material é depositado.

No entanto, sabe-se atualmente que o comportamento dos rejeitos é mais complexo do que este modelo simplificado. A deposição da polpa no reservatório cria camadas com materiais de diferentes condutividades hidráulicas, induzindo certa anisotropia na praia de rejeitos (REZENDE, 2013). Além disso, a massa específica dos grãos de maior diâmetro tende a ser menor que a massa específica dos grãos de menor diâmetro, fato muito associado aos diferentes minerais que compõem o rejeito. Esta característica acaba por afetar as velocidades de sedimentação e alterar a distribuição simplificada citada.

REZENDE (2013) realizou uma série de ensaios em laboratório para avaliar a anisotropia de permeabilidade do rejeito de minério de ferro proveniente da Barragem do Fundão, Mariana/MG. Foram executados ensaios de permeabilidade em câmara triaxial a partir de corpos de prova indeformados para quatro tensões confinantes, de modo a determinar a

Figura 2.3 - Variação da condutividade hidráulica com a granulometria em um depósito de rejeitos (SANTOS, 2004)

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permeabilidade em função do nível de tensão aplicada. A permeabilidade foi determinada em três direções (vertical – k3, horizontal perpendicular e horizontal paralela ao eixo longitudinal da crista da barragem – respectivamente k1 e k2).

De acordo com os resultados apresentados na Tabela 2.1, a amostra apresentou inicialmente uma condição anisotrópica quanto à permeabilidade e, de modo geral, à medida que se aumentou a tensão confinante do ensaio, a anisotropia diminuiu. As anisotropias (kv/kh) nas direções paralela e perpendicular são similares, mas a condutividade hidráulica no sentido do fluxo de lançamento do rejeito (k1) é levemente maior do que no sentido paralelo à crista da barragem (k2). Além disso, a permeabilidade vertical (k3) é duas a três vezes menor as horizontais (k1 e k2).

Estudos realizados por BLIGHT (1985) mostraram que a condutividade hidráulica é condicionada pela distância dos rejeitos na região da praia em relação a seu ponto de lançamento. A Figura 2.4 mostra os resultados obtidos por BLIGHT (1985) acerca da variação da condutividade hidráulica na praia de rejeitos de platina, baseada no tamanho das partículas.

Figura 2.4 - Variação da permeabilidade ao longo da praia de rejeitos de platina (Modificado de BLIGHT, 1985)

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SANTOS (2004) reitera que nas zonas mais distantes da praia, os valores de condutividade hidráulica tendem a seguir o padrão convencional de segregação, influenciada principalmente pelo tamanho dos grãos. Na Figura 2.5 é possível observar o resultado do estudo conduzido por BLIGHT (1985) acerca da posição da superfície freática em função da segregação hidráulica. Para os materiais localizados no trecho à montante do ponto A, ponto em que o rejeito é lançado, a permeabilidade é considerada isotrópica e equivalente à Equação 2.2. Já para os materiais à jusante, o valor da permeabilidade é considerado uniforme.

A partir dessas análises é possível constatar que a segregação hidráulica das partículas pode influenciar consideravelmente a posição da superfície freática no interior de uma barragem de rejeitos.

𝒌 = 𝒂𝒆−𝒃𝑯 _(2.2)

onde

k: Coeficiente de permeabilidade (m/s)

a e b: Características da praia de rejeitos (m/s e m-1, respectivamente) H: Distância da praia ao ponto de descarga (m)

Figura 2.5 - Influência da segregação hidráulica na posição da superfície freática (Modificado de BLIGHT, 1985)

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3 MATERIAL ESTUDADO

3.1 APRESENTAÇÃO DA ÁREA DE ESTUDO

A área de estudo está inserida no Complexo Minerário de Germano, de propriedade da Samarco Mineração S.A, situada no município de Mariana, em Minas Gerais. Esta unidade industrial (Figura 3.1) integra uma série de estruturas geotécnicas envolvidas no processo produtivo do minério de ferro.

A Unidade Industrial de Germano possuía três barragens que eram responsáveis pelo armazenamento de rejeitos e água: Santarém, Fundão e Germano. A Barragem de Fundão era a principal estrutura dessa unidade e seu rompimento ocorreu em novembro de 2015.

O rejeito de minério de ferro era a princípio disposto na Barragem de Fundão de separadamente em dois reservatórios. O rejeito arenoso era armazenado no reservatório do Dique 1, enquanto o rejeito fino (lama) era armazenado no reservatório do Dique 2 (REZENDE, 2013), como mostrado na Figura 3.2. O material estudado neste trabalho é o rejeito arenoso disposto no reservatório do Dique 1.

Figura 3.1- Arranjo geral das estruturas que integravam a Unidade Industrial de Germano (PIMENTA DE AVILA, 2015)

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3.2 AMOSTRAGEM E APRESENTAÇÃO DO REJEITO ESTUDADO

O rejeito arenoso estudado neste trabalho foi coletado na região da praia da Barragem de Fundão, no topo do depósito, em maio de 2013 por FLORÉZ (2015). A amostragem é descrita detalhadamente em seu trabalho.

Foram coletadas amostras deformadas em diferentes posições, sendo dez próximas ao ponto de descarga do Concentrador I (ombreira esquerda) e outras dez próximas ao Concentrador II (ombreira direita), como ilustrado na Figura 3.3, e transportadas em barris de 200 litros ao Laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ. A Figura 3.4 ilustra os rejeitos coletados em cada Concentrador.

O material coletado foi submetido a ensaios de caracterização física, que consistiu na determinação das umidades natural e higroscópica, massa específica dos grãos, granulometria (peneiramento e sedimentação) e granulometria a laser. Além destes, também foram realizados ensaios para caracterização química e mineralógica do rejeito.

Figura 3.2 - Localização dos reservatórios dos Diques 1 e 2 na Barragem de Fundão em 2013 (modificado de GOOGLE EARTH, 2020)

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O rejeito estudado neste trabalho é resultado da homogeneização dos rejeitos oriundos de ambos os concentradores. Os resultados da caracterização deste material encontram-se resumidos na Tabela 3.1. TELLES (2017) também realizou análise granulométrica para o mesmo material e o resultado encontra-se na Figura 3.5.

Os ensaios de microscopia eletrônica de varredura (MEV) apontaram a presença de sílica e óxido de ferro por meio de fotografias ampliadas do rejeito (FLORÉZ, 2015), como mostrado na Figura 3.6. Os grãos de quartzo são representados pelas partículas escuras e o óxido de ferro pelas partículas claras.

Figura 3.3 - Local de coleta das amostras na barragem em 2013 (modificado de GOOGLE EARTH, 2020)

a) Rejeito cinza – Concentrador I b) Rejeito vermelho – Concentrador II

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Os resultados da caracterização mineralógica no rejeito, realizados por meio de difração de raio-X (DRX) mostraram a existência dos minerais quartzo, hematita e goethita, confirmando o resultado da MEV (FLORÉZ, 2015).

Tabela 3.1 - Resumo das análises de caracterização do rejeito inalterado (Modificado - FLORÉZ, 2015) ENSAIO REJEITO INALTERADO CARA C T E R IZ A ÇÃO Física Granulometria (%) Argila 1 Silte 29 Areia Fina 60 Areia Média 10 Areia Grossa 0 Gs 2,826 Química Fe (%) 7,69 SiO2 (%) 88,30 Al2O3 (%) 0,10 Microscopia - MEV Partículas de óxido de ferro e sílica Mineral DRX Quartzo, hematita e goethita

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4 METODOLOGIA

4.1 PREPARO DAS MISTURAS

Os valores dos teores de finos a serem ensaiados no presente trabalho foram escolhidos com o intuito de abranger todo o intervalo entre 0 e 100%. Desse modo, foram escolhidos para análise os FC = 0, 10, 20, 35, 60 e 100%.

Pontua-se que o valor de FC=35% corresponde ao rejeito em sua condição “natural”, ou seja, logo após a coleta e homogeneização, e o valor de 10% foi escolhido baseado nos resultados de SILVA (2017), que realizou ensaios edométricos e de determinação dos índices de vazios máximo e mínimo no mesmo material.

Em suas análises, SILVA (2017) mostrou que o FC=20% aparenta ser o teor de finos limite deste rejeito. THEVANAYAGAM et al (2002) afirmam que as tensões na massa de solo podem ser suportadas primariamente pelos contatos entre os grãos grossos ou pelos contatos entre os grãos finos. Desse modo, para um mesmo índice de vazios, um aumento na quantidade de finos do material provoca a diminuição do número de contatos entre os grãos grosseiros, de forma 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).

SILVA (2017) observou que os índices de vazios máximo e mínimo e os coeficientes de compressão virgem decresciam com o aumento de FC no intervalo de FC=0 até 20%. A partir daí havia inversão do comportamento no gráfico. Desse modo, foi escolhido mais um ponto no intervalo entre 0 e 20% para confirmar o comportamento esperado neste trecho.

Para o preparo das misturas nos teores de finos previamente estabelecidos, a amostra foi inicialmente seca em estufa por 24h, a 110°C, destorroada e peneirada na peneira #200. O peneiramento foi realizado em etapas utilizando um agitador de peneiras por 10 minutos a uma frequência de 15Hz. A fração grossa do rejeito, com FC=0%, corresponde à parcela retida na peneira 200 e a parcela passante compõe a fração fina, com FC=100% (Figura 4.1). Desse modo, por exemplo, para obter 100g da mistura com FC=60%, mistura-se 60g do material passante na peneira #200 com 40g do material que ficou retido.

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4.2 CARACTERIZAÇÃO DAS MISTURAS

Para a caracterização das misturas foram realizados ensaios de peneiramento, sedimentação e determinação da massa específica dos sólidos. Não foram realizados ensaios de determinação dos limites de Atterberg, já que o rejeito estudado não apresenta plasticidade.

4.2.1 ANÁLISES GRANULOMÉTRICAS DAS MISTURAS

Foram realizadas análises granulométricas de todas as misturas por meio de ensaios de peneiramento e sedimentação com uso de defloculante. Os ensaios foram executados conforme as recomendações das normas ABNT NBR 7181:2016 (ABNT, 2018) e DNER-ME084-95 (DNER, 1995).

4.3 DETERMINAÇÃO DA MASSA ESPECÍFICA DOS SÓLIDOS

Foram executados ensaios de picnômetro para determinar a massa específica dos grãos de cada mistura. Os procedimentos do ensaio seguem a metodologia proposta na norma ASTM D854-14 (ASTM, 2014).

4.4 DETERMINAÇÃO DA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA NO ENSAIO

EDOMÉTRICO

A determinação da condutividade hidráulica durante o ensaio de adensamento edométrico é realizada por meio do acoplamento de uma bureta à célula edométrica, a qual permite a execução de um ensaio de permeabilidade com carga variável. Em todos os corpos

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de prova o ensaio de permeabilidade foi realizado ao final dos estágios de carregamento correspondentes às tensões verticais de 100, 200, 400 e 800 kPa.

A realização do ensaio de permeabilidade durante o ensaio edométrico possui a vantagem de determinar a variação do coeficiente de condutividade hidráulica com o índice de vazios do material.

Os ensaios foram realizados no Laboratório de Geotecnia da empresa Geomecânica Engenharia e Construção, situada no Rio de Janeiro. Os procedimentos de ensaio seguiram as recomendações da norma ASTM D2435/D2435M (ASTM, 2011)e de HEAD (1994).

A moldagem dos corpos de prova seguiu o procedimento descrito por SILVA (2017). Foram moldados sete corpos de prova, cada um correspondente a uma mistura com um teor de finos. O rejeito seco era pluviado no interior do anel de aço da célula edométrica através de um funil de plástico, como ilustrado na Figura 4.2.

A fim de permitir a comparação dos resultados dos ensaios, foi definida uma faixa de índices de vazios de moldagem correspondente ao intervalo entre 0,80 e 0,85, próximo ao valor do índice de vazios médio de campo para a região da praia onde foram coletadas as amostras de rejeitos, determinado por REZENDE (2013) como igual a 0,90. De forma a alcançar o índice de vazios requerido, foram realizadas diversas tentativas para definir a altura de queda do rejeito para cada um dos corpos de prova, e em alguns ainda foi necessário compactar levemente em camadas. As dimensões dos anéis utilizados encontram-se na Tabela 4.1.

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Tabela 4.1 - Dimensões dos anéis utilizados nos ensaios edométricos. FC (%) Diâmetro (cm) Altura (cm) Volume (cm³) Massa (g) Área (cm²) 0 5,08 2,03 41,14 40,01 20,27 10 5,06 1,97 39,61 38,75 20,11 20 5,12 1,78 36,65 36,49 20,59 35 5,08 1,99 40,33 48,11 20,27 60 5,07 2,00 40,38 49,90 20,19 100 5,04 1,72 34,31 30,37 19,95

Para determinar o índice de vazios de moldagem de cada corpo de prova o conjunto foi pesado antes e depois da moldagem do material no interior do anel. A diferença entre os resultados representa o peso seco do material.

Depois que a célula edométrica era acoplada à prensa de adensamento (Figura 4.3), os corpos de prova eram inundados, permanecendo assim por 24h até o início da aplicação das cargas. Todos os corpos de prova foram submetidos a carregamentos em estágios, iniciando com 12 kPa, até alcançar a tensão efetiva vertical de 800 kPa e depois descarregados em três estágios (400, 100 e 25 kPa). As tensões relativas a cada carregamento foram mantidas por um período igual a 24h até o próximo carregamento/descarregamento

Figura 4.3 - Prensa de adensamento do Laboratório de Geotecnia da Geomecânica Engenharia e Construção.

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Os ensaios de permeabilidade foram executados nas tensões de 100, 200, 400 e 800 kPa. Os procedimentos de ensaio seguem as recomendações norma ABNT NBR 14545 (ABNT, 2000)

Para realização do ensaio de permeabilidade de carga variável, uma bureta foi acoplada à célula edométrica e foram feitas duas marcações em h1=17,5 cm e h2=7,5 cm, conforme a Figura 4.4.

Para garantir que o corpo de prova esteja saturado, LAMBE (1979) propôs que seja feita uma marcação intermediária correspondente ao valor de√ℎ1ℎ2 e sejam observados os tempos

correspondentes à queda da coluna de água de h1 para √ℎ₁ℎ₂ e de √ℎ₁ℎ₂ para h2. Se os tempos forem aproximadamente iguais, o corpo de prova está saturado.

De forma a evitar a introdução de bolhas de ar no sistema, utilizou-se água deairada para realizar os ensaios de permeabilidade. A bureta foi preenchida com água até a marcação de h2=17,5cm e contabilizou-se o tempo que a água demoraria para atingir h1=7,5cm. Este procedimento foi repetido por no mínimo cinco vezes até os tempos de queda permanecerem constantes.

O coeficiente de permeabilidade é determinado a partir da Equação 4.1.

𝒌 = 𝒂𝑳 𝑨∆𝒕𝐥𝐧⁡[

𝒉_𝟐 𝒉𝟏

] (4.1)

(34)

onde

k: Coeficiente de condutividade hidráulica (cm/s) t: Diferença entre os instantes t2 e t1 (s)

h1: Carga hidráulica no instante t1 (cm) h2: Carga hidráulica no instante t2 (cm)

a: Área da seção transversal interna da bureta de vidro (cm²)

H: Altura do corpo de prova no momento do ensaio de permeabilidade (cm) A: Área do corpo de prova (cm²)

O coeficiente de condutividade hidráulica determinado deve em seguida ser normalizado para a temperatura de 20°C, por intermédio da Equação 4.2:

𝒌_𝟐𝟎 = 𝑹_𝒕∙ 𝒌 (4.2)

onde

k20: Coeficiente de condutividade hidráulica referido à temperatura de 20°C (cm/s) Rt: Relação entre a viscosidade da água na temperatura do ensaio e a viscosidade da água a 20°C.

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5 RESULTADOS

5.1 ANÁLISE GRANULOMÉTRICA DAS MISTURAS

A Figura 5.1 apresenta as curvas granulométricas para os teores de finos de 0, 10, 20, 35, 60 e 100%. O rejeito natural correspondente ao FC=35% é constituído de 36% de silte e 64% de areia, sendo classificado, portanto, como um material areno-siltoso. É importante ressaltar que os teores de finos considerados foram obtidos somente por peneiramento, sem considerar a fase de sedimentação com defloculante. Esta condição é mais representativa do estado natural do rejeito na barragem, e por isso difere dos valores que seriam obtidos por meio das curvas da Figura 5.1.

A partir da curva, foram obtidos os valores de D10, D30, D50 e D60, CNU e CC. A Tabela 5.1 apresenta os resultados das análises granulométricas de todas as misturas estudadas.

Tabela 5.1 - Resultados das análises granulométricas para todos os FC estudados

FC (%) D10 (mm) D30 (mm) D50 (mm) D60 (mm) CC CNU 0 0,060 0,089 0,130 0,150 0,88 2,50 10 0,050 0,079 0,120 0,140 0,89 2,80 20 0,040 0,068 0,100 0,125 0,92 3,13 35 0,030 0,051 0,084 0,110 0,88 4,07 60 0,027 0,033 0,056 0,078 0,74 3,90 100 0,013 0,023 0,034 0,041 0,99 3,15 0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100% 0,001 0,01 0,1 1 P o rc ent a g em P a ss a nte

Diâmetro dos Grãos [mm]

FC=0% FC=10% FC=20% FC=35% FC=60% FC=100%

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5.2 MASSA ESPECÍFICA DOS SÓLIDOS

. A Tabela 5.2 apresenta os resultados de Gs encontrados para cada uma das misturas com FC=0, 10, 20, 35, 60 e 100%.

Tabela 5.2 - Valores de Gs para as misturas estudadas. FC (%) Gs 0 2,71 10 2,75 20 2,74 35 2,77 60 2,92 100 3,09

5.3 ENSAIO DE ADENSAMENTO EDOMÉTRICO

A Tabela 5.3 apresenta a características dos corpos de prova ensaiados. As curvas de compressibilidade dos ensaios de adensamento unidimensional realizados para as diferentes misturas estão apresentadas na Figura 5.2.

Tabela 5.3 - Características dos corpos de prova dos ensaios edométricos.

Amostra Hi [cm] mt [g] A [cm²] s [g/cm3_] n [kN/m3_] wi [%] e0 ef FC=0% 2,03 60,90 20,27 2,71 14,5 0,0 0,83 0,69 FC=10% 1,97 59,86 20,11 2,75 14,8 0,0 0,82 0,72 FC=20% 1,78 55,42 20,59 2,74 14,8 0,2 0,82 0,57 FC=35% 1,99 61,48 20,27 2,77 15,0 0,1 0,82 0,47 FC=60% 2,00 63,24 20,19 2,92 15,4 0,1 0,87 0,49 FC=100% 1,72 57,97 19,95 3,09 16,6 0,1 0,83 0,52 Legenda:

Hi - Altura inicial do corpo de prova mt - Massa total úmida do corpo de prova A - Área do corpo de prova

s - Massa específica dos sólidos

e0 - Índice de vazios inicial

ef - Índice de vazios final

wi - Umidade inicial determinada na moldagem do corpo de prova

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5.4 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA NO ENSAIO EDOMÉTRICO

A Tabela 5.4 apresenta um resumo dos resultados dos ensaios de permeabilidade executados nas tensões de 100, 200, 400 e 800 kPa em todas as misturas com os teores de finos previamente estabelecidos.

Tabela 5.4 - Resumo dos resultados dos ensaios de permeabilidades para todas as misturas.

Tensões (kPa)

k20 (cm/s)

FC=0% FC=10% FC=20% FC=35% FC=60% FC=100% 100 1,57E-03 2,11E-03 1,04E-03 2,30E-04 5,20E-04 5,64E-05

200 1,54E-03 1,67E-03 9,28E-04 2,62E-04 4,66E-04 3,57E-05

400 1,25E-03 1,21E-03 8,01E-04 1,15E-04 2,67E-04 6,43E-05

800 1,02E-03 1,01E-03 3,31E-04 5,06E-05 7,89E-05 2,17E-05

0,45 0,50 0,55 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)

FC=0% FC=10% FC=20% FC=35% FC=60% FC=100%

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6 ANÁLISE DOS RESULTADOS

6.1 CARACTERIZAÇÃO DAS MISTURAS

As curvas granulométricas das misturas com FC = 0, 10, 20, 35, 60 e 100% podem ser encontradas na Figura 5.1. As porcentagens de areia e silte encontradas para o rejeito “natural” com FC=35% é semelhante aos resultados obtidos por TELLES (2017), cuja curva granulométrica encontra-se na Figura 3.5.

Foram avaliadas as variações dos diâmetros D10, D30, D50 e D60 com o teor de finos das misturas. Ajustes quadráticos foram feitos aos dados, e observa-se na Figura 6.1 que para todos os diâmetros dos grãos os ajustes resultaram em coeficientes de correlação excelentes.

Sendo a fração grossa do rejeito de minério de ferro constituída em sua maioria por quartzo, cuja densidade relativa é igual a 2,65, e a fração fina pelos óxidos de ferro hematita e goethita (FLORÉZ, 2015), cujas densidades são 5,26 e 3,80, respectivamente, o valor da densidade relativa dos sólidos (Gs) deste material tende a variar sensivelmente em virtude da quantidade de finos presente no material.

A partir desses valores, é possível estimar que a porcentagem de óxido de ferro na fração grossa deve estar entre 2 e 5%, enquanto na fração fina essa porcentagem pode variar de 17 a 38%, dependendo das proporções relativas entre os óxidos de ferro.

A Figura 6.2 demonstra que uma relação linear pode ser considerada entre a densidade relativa dos sólidos e o teor de finos das misturas, de forma que a utilização da equação

R² = 0,99 R² = 1,00 R² = 1,00 R² = 1,00 0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 0,160 0,180 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Diâ m etr o d o s G rã o s (m m ) Teor de Finos (%) D10 D30 D50 D60

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apresentada promove uma boa estimativa do valor de Gs deste material a partir apenas de seu peneiramento na peneira nº 200.

O valor médio de Gs para todos os teores de finos foi de 2,85, conforme os resultados da Tabela 5.2. Este valor está dentro da faixa de variação das amostras coletadas por FLÓREZ (2015) em diversos pontos da praia.

Os coeficientes de não uniformidade (CNU) e de curvatura (CC) indicam, respectivamente, a amplitude do tamanho dos grãos e o formato da curva granulométrica, indicando a presença, ou não, de eventuais descontinuidades ou concentrações de grãos. A variação de CNU e de CC com o teor de finos das misturas é apresentada na Figura 6.3. É possível observar que os coeficientes de curvatura permaneceram aproximadamente constantes em todo o intervalo, enquanto os coeficientes de não uniformidade apresentaram uma tendência crescente até aproximadamente FC=50%, quando há uma inversão do comportamento no gráfico. Pontua-se ainda que, de acordo com os valores de CNU encontrados, todas as misturas podem ser consideradas mal graduadas.

Gs = 0,0039(FC) + 2,6846 R² = 0,96 2,20 2,40 2,60 2,80 3,00 3,20 3,40 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 De n sid a d e Re la tiv a d o s S ó li d o s Teor de Finos (%)

Figura 6.2 - Relação entre a densidade relativa dos sólidos e o teor de finos.

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50 5,00 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 C C e C N U Teor de Finos (%) CC CNU

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6.2 ADENSAMENTO EDOMÉTRICO

As curvas de compressibilidade resultantes dos ensaios realizados foram apresentadas na Figura 5.2. Os resultados mostram que as amostras com maior e menor compressibilidade foram, respectivamente, FC=35% e FC=10%. Pontua-se que nos ensaios realizados por SILVA (2017) esse comportamento foi evidenciado para as amostras com FC=50% e FC=20%.

A partir dos resultados desta pesquisa, foram calculados, para cada teor de finos, os valores dos índices de compressão (CC), determinados nos intervalos de 12,5 a 100 kPa e de 100 a 800 kPa, e os valores dos índices de descompressão (CS), no intervalo entre 800 e 12,5 kPa. Os valores obtidos para cada mistura estão apresentados na Tabela 6.1.

Tabela 6.1 - Índices de compressão e de descompressão para diferentes teores de finos.

FC (%) CC (12,5 a 100 kPa) CC (100 a 800 kPa) CS 0 0,021 0,030 0,016 10 0,018 0,014 0,006 20 0,030 0,052 0,016 35 0,042 0,085 0,045 60 0,044 0,086 0,026 100 0,036 0,063 0,017

As relações entre os índices de compressão e descompressão e o teor de finos do rejeito estudado encontram-se apresentadas nos gráficos das Figuras 6.4 e 6.5, tanto para os ensaios realizados para este trabalho quando para os ensaios realizados por TELLES et al (2019). Observa-se que os índices decrescem no intervalo de FC entre 0 e 10%, a partir do qual começam a crescer, e decrescem novamente a partir de 35% (descompressão) ou 60% (compressão). Este comportamento deve-se, possivelmente, ao melhor entrosamento dos grãos no intervalo de FC=0 a 20%, tendo a mistura com FC=10% apresentado menor compressibilidade em virtude deste fator.

Observa-se que o teor de finos teve pouca influência na compressibilidade do rejeito para a faixa de tensões entre 12,5 kPa e 100 kPa, com uma razão de 2,4 vezes entre os valores máximo e mínimo de CC. Razão semelhante (2,6 vezes) foi encontrada ao se analisar os ensaios realizados por TELLES et al. (2019).

A influência do teor de finos foi consideravelmente maior para os estágios de compressão entre 100 e 800 kPa e para a recompressão, pois observa-se razões máximo/mínimo de 6,2 e 7,4 vezes, respectivamente. Os resultados obtidos por TELLES et al. (2019) não

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apresentaram o mesmo comportamento, dado que as razões para compressão, na mesma faixa de tensões, e para descompressão, de 800 a 50kPa, foram de 2,0 e 1,6 vezes, respectivamente.

O teor de finos limite (FCth) deste material, determinado a partir das análises dos ensaios realizados para este trabalho, foi de aproximadamente 10%, próximo ao valor (FCth ~ 20%) determinado por TELLES et al. (2019). Ressalta-se, entretanto, que TELLES et al. (2019) não realizaram ensaios com FC=10%.

Figura 6.4 - Relação entre os índices de compressão, para diferentes faixas de tensão) e o teor de finos do rejeito estudado neste trabalho e em TELLES et al (2019).

0,000 0,020 0,040 0,060 0,080 0,100 0,120 0,140 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Cc FC (%) Cc (12,5 a 100 kPa) Cc (100 a 800 kPa) Cc (12,5 a 100 kPa) - Telles et al (2019) Cc (100 a 800 kPa) - Telles et al (2019) 0,000 0,010 0,020 0,030 0,040 0,050 0,060 0,070 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 Cs FC (%) Cs (800 e 12,5 kPa) Cs (800 e 50 kPa) - Telles et al (2019)

Figura 6.5 - Relação entre o índice de descompressão e o teor de finos do rejeito estudado neste trabalho e em TELLES et al (2019).

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6.3 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA VERTICAL NO ENSAIO EDOMÉTRICO

Os resultados apresentados na Tabela 5.3 indicam que houve variação de mais de uma ordem de grandeza na condutividade hidráulica das misturas. Para baixos teores de finos a condutividade hidráulica foi da ordem de 10-3 cm/s e para FC=100% a ordem de grandeza diminui até 2·10-5 cm/s.

De modo geral, à medida que a tensão efetiva aumenta, a condutividade hidráulica diminui, como esperado, devido à redução do índice de vazios. Este comportamento pode ser observado no gráfico da Figura 6.6.

A magnitude do intervalo dos valores do coeficiente de condutividade hidráulica durante o ensaio variou com o teor de finos da mistura, conforme apresentado na Figura 6.7. Para a mistura com FC=0% a redução da condutividade hidráulica correspondente ao aumento de tensão efetiva vertical de 100 para 800 kPa foi de apenas 1,5 vez. No caso da mistura com FC=60% a redução foi de aproximadamente 7 vezes, para a mesma faixa de tensões.

Apesar de algumas exceções, há uma tendência geral de diminuição da condutividade hidráulica com o aumento do teor de finos. A fração grossa tem condutividade hidráulica 30 a 50 vezes maior que a fração fina, aproximadamente.

Figura 6.6 - Variação da condutividade hidráulica das amostras com diferentes teores de finos quando submetidas às tensões de 100, 200, 400 e 800 kPa.

R² = 0,9529 R² = 0,8172 R² = 0,9879 R² = 0,8468 R² = 0,9711 R² = 0,3669 1,00E-05 1,00E-04 1,00E-03 1,00E-02 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 Co nd utiv ida de H idrá uli ca ( cm /s )

Tensão Vertical Efetiva (kPa)

FC=0% FC=10% FC=20% FC=35% FC=60% FC=100%

(43)

Figura 6.7 - Variação da condutividade hidráulica das amostras com diferentes teores de finos quando submetidas às tensões de 100, 200, 400 e 800 kPa.

A condutividade hidráulica e o índice de vazios foram analisados segundo as relações k20 α e³/(1+e), k20 α e² e k20 α e. Pontua-se que, de modo geral, as três correlações apresentaram bons resultados, sendo a última levemente superior às anteriores (Figuras 6.8, 6.9 e 6.10). De modo a garantir melhor visualização, a escala vertical adotada é a logarítmica e os ajustes apresentados são lineares.

Com base nos resultados apresentados, é possível notar que um aumento no valor do índice de vazios tende a promover um aumento no valor da condutividade hidráulica para todas as misturas.

Esse comportamento foi mais acentuado para a mistura com FC=10%, que apresentou um crescimento elevado de condutividade hidráulica para um pequeno intervalo de índice de vazios. Ressalta-se que, devido a este comportamento distinto da mistura com FC=10%, este ensaio foi repetido a fim de confirmar os resultados obtidos, encontrando-se a mesma tendência.

A partir das Figuras 6.8 a 6.10 pontua-se ainda que:

i. As curvas ajustadas referentes aos ensaios com FC=0% e FC=20% aparentam continuidade, apresentando inclusive dois pontos cujos valores são muito semelhantes;

ii. Com exceção da mistura com FC=10%, os coeficientes angulares das retas ajustadas decrescem com o aumento do teor de finos;

iii. Se fossem realizados ajustes retilíneos na escala logarítmica, estes teriam aproximadamente a mesma inclinação (exceto FC=10%).

1,0E-05 1,0E-04 1,0E-03 1,0E-02 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 k20 (cm /s ) FC (%) 100 kPa 200 kPa 400 kPa 800 kPa

(44)

iv. O teor de finos limite (FCth) determinado por TELLES et al. (2019), como sendo aproximadamente igual a 20%, não aparentou ter influência nos valores de condutividade hidráulica do rejeito.

Figura 6.9 - Variação da condutividade hidráulica em função do índice de vazios.

R² = 0,9642 R² = 0,9642 R² = 0,9344 R² = 0,8703 R² = 0,981 R² = 0,2963 1,00E-05 1,00E-04 1,00E-03 1,00E-02 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 0,65 0,70 0,75 0,80 lo g k20 (cm /s ) e FC=0% FC=10% FC=20% FC=35% FC=60% FC=100% R² = 0,9595 R² = 0,9681 R² = 0,9092 R² = 0,8725 R² = 0,9747 R² = 0,2663 1,00E-05 1,00E-04 1,00E-03 1,00E-02 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 lo g k20 (cm /s ) e³/(1+e) FC=0% FC=10% FC=20% FC=35% FC=60% FC=100%

(45)

Figura 6.10 - Variação da condutividade hidráulica em função do quadrado do índice de vazios. 6.4 COMPARAÇÃO DOS RESULTADOS COM EQUAÇÕES EMPÍRICAS OU

SEMI-EMPÍRICAS

ARSHED et al (2019) analisaram 14 correlações empíricas para estimar o coeficiente de permeabilidade de amostras de solo compactado com diferentes tamanhos de grãos, dentre as quais foram selecionadas as Equações 6.1 a 6.5, com exceção a equação 6.3 apresentada por SHERARD (1984). A Tabela 6.2 apresenta os valores de condutividade hidráulica previstos por meio dessas equações, bem como a relação entre estes resultados e os resultados experimentais determinados no presente trabalho (kprev/kexp) da Tabela 5.3. Ressalta-se que alguns ensaios não se enquadram em todos os critérios necessários para uso das formulações, no entanto, para fins comparativos, eles foram apresentados na Tabela 6.2 com indicação do critério não atendido.

A Equação 6.1 de CHAPIUS et al (2005) é indicada para solos não plásticos e solos siltosos, cujos valores de D10 encontram-se na faixa de 0,03 a 3mm e os índices de vazios entre 0,3 e 0,7. Nota-se que os valores estimados são cerca de uma ordem de grandeza maiores que os determinados nos ensaios. A média da relação entre estes resultados considerando todos os teores de finos é igual a 8,4, tendo esta equação apresentado o terceiro melhor resultado dentre todos os analisados. (6.1) R² = 0,9612 R² = 0,9669 R² = 0,9182 R² = 0,8735 R² = 0,9788 R² = 0,2766 1,00E-05 1,00E-04 1,00E-03 1,00E-02 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 lo g k20 (cm /s ) e² FC=0% FC=10% FC=20% FC=35% FC=60% FC=100%

(46)

𝒌 = 𝟎, 𝟎𝟐𝟒𝟔 (𝒆 𝟑_𝑫 𝟏𝟎 𝟐 𝟏 + 𝒆) 𝟎,𝟕𝟖𝟐𝟓 Onde:

k: Coeficiente de condutividade hidráulica (m/s) e: Índice de vazios

D10: Diâmetro a partir do qual situam-se 10% em peso seco das partículas de solo (mm)

A formulação de CHAPIUS et al (1989) (Equação 6.2) é indicada para areias e misturas de areias e pedregulhos, de forma que a relação D10/D5 seja menor que 1,4, D10 esteja entre 0,1 e 2mm, CNU encontre-se no intervalo de 2 a 12 e o índice de vazios esteja situado entre 0,3 e 0,7. Para esta equação, os resultados de condutividade hidráulica encontrados apresentam a mesma ordem de grandeza dos resultados obtidos experimentalmente. Pode-se observar que a média da relação entre eles é de 1,9, sendo, portanto, a formulação que apresentou melhor resultado.

𝒌 = 𝟎, 𝟎𝟏 × 𝟏𝟎𝟏,𝟐𝟗𝟏×𝒆−𝟎,𝟔𝟒𝟑𝟓 _{× 𝑫} 𝟏𝟎

𝟏𝟎𝟎,𝟓𝟓𝟎𝟒−𝟎,𝟐𝟗𝟑𝟕𝒆 (6.2)

Onde:

É possível observar na Tabela 6.2 que para a formulação teórica de SHERARD (1984) (Equação 6.3) os resultados calculados apresentam diferença de duas ordens de grandeza para todos os teores de finos em comparação aos resultados experimentais. Esta equação foi a que apresentou maior discrepância com os resultados experimentais, sendo a média dos valores de keqç/kexp igual a 169,6.

𝒌 = 𝟎, 𝟑𝟓𝑫_𝟏𝟓𝟐

(6.3)

(47)

Os resultados teóricos de SHAHABI et al (1984) (Equação 6.4) apresentam variação de uma a duas ordens de grandeza dos valores determinados a partir dos ensaios. Pode-se observar que os resultados apresentados também possuem ordem de grandeza de 10-4 para todos os teores de finos, com exceção de FC=100%. Vale ressaltar que as misturas de rejeito desta pesquisa não se enquadram nos limites propostos para a equação de SHAHABI et al (1984) (areias com D10 situando-se no intervalo de 0,15 a 0,59mm, CNU entre 1,2 e 8 e índice de vazios entre 0,38 e 0,73), por ter um diâmetro efetivo variando de 0,01mm a 0,06mm.

𝒌 = 𝟎, 𝟎𝟏𝟐 × 𝑪𝑵𝑼𝟎,𝟕𝟑𝟓× 𝒆 𝟑

𝟏 + 𝒆× 𝑫𝟏𝟎

𝟎,𝟖𝟗 (6.4)

Onde:

A equação de Hazen (1930) (Equação 6.5) previu valores de k da mesma ordem de grandeza dos resultados experimentais, com exceção da amostra mais compacta. A média dos valores obtidos para a razão kprevisto / kexperimental é 3,3, sendo esta a segunda formulação que melhor se aproximou dos resultados experimentais dentre todas as analisadas.

𝒌 = 𝟏𝟎−𝟐_𝑫 𝟏𝟎 𝟐

(6.5)

Onde:

(48)

A Figura 6.11 apresenta a comparação entre os resultados experimentais e as previsões em forma de gráfico.

Figura 6.11 - Comparação entre previsões e valores experimentais de condutividade hidráulica em função do índice de vazios.

0,1 1 10 100 1000 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 k_prev/k_exp e Chapius et al (2005) Hazen (1930) Sherard (1984) Chapius et al (1989) Shahabi et al (1984)

(49)

Tabela 6.2 - Comparação dos valores de condutividade hidráulica obtidos através de formulações teóricas e ensaios experimentais.

FC (%)

Tensão (kPa)

Experimental Chapius et al (2005) Hazen (1930) Sherard (1984) Chapius et al (1989) Shahabi et al (1984)

k (m/s) k (m/s) 𝒌𝒑𝒓𝒆𝒗 _𝒌 𝒆𝒙𝒑 ⁄ k (m/s) 𝒌𝒑𝒓𝒆𝒗 _𝒌 𝒆𝒙𝒑 ⁄ k (m/s) 𝒌𝒑𝒓𝒆𝒗 _𝒌 𝒆𝒙𝒑 ⁄ k (m/s) 𝒌𝒑𝒓𝒆𝒗 _𝒌 𝒆𝒙𝒑 ⁄ k (m/s) 𝒌𝒑𝒓𝒆𝒗 _𝒌 𝒆𝒙𝒑 ⁄ 0 100 1,6E-05 1,1E-04² 6,8 3,6E-05 2,3 1,4E-03 91,2 6,4E-05¹² 4,0 5,4E-04¹² 34,2

200 1,5E-05 1,0E-04² 6,6 2,3 93,2 5,5E-05¹² 3,6 5,0E-04¹² 32,6

400 1,2E-05 9,3E-05² 7,5 2,9 115,1 4,4E-05¹² 3,6 4,5E-04¹ 36,3

800 1,0E-05 8,5E-05 8,3 3,5 139,9 3,5E-05¹ 3,4 4,0E-04¹ 38,8

10 100 2,1E-05 7,8E-05² 3,7 2,5E-05 1,2 1,2E-03 55,8 4,0E-05¹² 1,9 4,5E-04¹² 21,5

200 1,7E-05 7,6E-05² 4,5 1,5 70,5 3,6E-05¹² 2,2 4,4E-04¹² 26,2

400 1,2E-05 7,3E-05² 6,0 2,1 97,1 3,3E-05¹² 2,7 4,2E-04¹² 34,4

800 1,0E-05 7,0E-05² 6,9 2,5 116,1 3,0E-05¹² 2,9 4,0E-04¹ 39,1

20 100 1,0E-05 4,8E-05² 4,6 1,6E-05 1,5 8,8E-04 84,2 1,6E-05¹² 1,6 3,3E-04¹ 31,4

200 9,3E-06 4,3E-05 4,6 1,7 94,3 1,3E-05¹ 1,3 2,9E-04¹ 30,9

400 8,0E-06 3,7E-05 4,6 2,0 109,3 8,5E-06¹ 1,1 2,4E-04¹ 29,4

800 3,3E-06 3,0E-05 9,0 4,8 264,3 5,1E-06¹ 1,6 1,8E-04¹ 54,3

35 100 2,3E-06 3,0E-05² 13,0 9,0E-06 3,9 3,8E-04 166,1 8,5E-06¹² 3,7 2,9E-04¹ 125,5

200 2,6E-06 2,7E-05 10,1 3,4 145,3 6,1E-06¹ 2,3 2,5E-04¹ 94,4

400 1,1E-06 2,1E-05 18,2 8,0 338,7 3,1E-06¹ 2,7 1,8E-04¹ 157,9

800 5,1E-07 1,3E-05 25,3 17,8 753,0 1,1E-06¹ 2,1 9,7E-05¹ 192,0

60 100 5,2E-06 1,7E-05¹ 3,3 4,0E-06 0,8 1,9E-04 35,6 4,2E-06¹² 0,8 2,3E-04¹ 43,9

200 4,7E-06 1,4E-05¹ 3,1 0,9 39,7 2,6E-06¹ 0,6 1,9E-04¹ 39,9

400 2,7E-06 1,1E-05¹ 4,3 1,5 69,4 1,3E-06¹ 0,5 1,4E-04¹ 51,9

800 8,1E-07 7,3E-06¹ 9,0 5,0 229,2 4,4E-07¹ 0,5 7,8E-05¹ 96,5

100 100 5,6E-07 5,2E-06¹ 9,2 1,0E-06 1,8 9,0E-05 158,8 6,9E-07¹ 1,2 1,1E-04¹ 197,2

200 3,6E-07 4,6E-06¹ 13,0 2,8 251,3 4,6E-07¹ 1,3 9,6E-05¹ 268,0

400 6,4E-07 3,8E-06¹ 5,9 1,6 139,3 2,5E-07¹ 0,4 7,4E-05¹ 115,8

800 2,2E-07 2,8E-06¹ 13,1 4,6 413,3 1,1E-07¹ 0,5 5,1E-05¹ 235,4

Notas:

1) O critério do D10 não foi atendido.

(50)

7 CONCLUSÕES

O presente trabalho apresentou resultados de análises granulométricas, massa específica dos sólidos e parâmetros de compressibilidade e permeabilidade correspondentes a um rejeito de minério de ferro com seis diferentes teores de finos, variáveis entre 0 e 100%.

Os valores de CNU e CC determinados a partir das curvas granulométricas apresentaram comportamentos distintos com a variação do teor de finos. Enquanto CC apresentou-se aproximadamente constante em todo o intervalo, CNU teve um comportamento crescente até cerca de FC=35%, diminuindo em seguida.

Os valores da massa específica dos sólidos das misturas variaram de 2,71 a 3,09, tendo sido apresentada a equação que relaciona s com FC. Esses valores foram semelhantes aos encontrados por REZENDE (2013) em 25 amostras de rejeito de minério de ferro oriundas da mesma barragem e por FLÓREZ (2015) em 30 amostras coletadas na região da praia, todas na mesma profundidade.

A condutividade hidráulica foi determinada a partir de ensaios de permeabilidade realizados durante o ensaio edométrico para uma faixa de valores de índice de vazios compreendida entre 0,47 e 0,78, correspondente a um intervalo de tensões de 100 a 800 kPa. Os resultados obtidos mostraram que a condutividade hidráulica variou entre 2ˑ10-5 e 2ˑ10-3 cm/s para os intervalos ensaiados. Esta faixa abrange o resultado encontrado por REZENDE (2013) e SILVA (2017), cuja ordem de grandeza foi de 10-4 cm/s. Ressalta-se que, para todas as misturas, o acréscimo de 100 para 800 kPa na tensão efetiva vertical resultou em redução inferior a uma ordem de grandeza no valor da condutividade hidráulica das misturas estudadas. Quanto à variação da condutividade hidráulica com o teor de finos do rejeito estudado, de modo geral, a melhor relação encontrada foi k20 α e. Os coeficientes angulares das retas ajustadas decresceram com o aumento do teor de finos, com exceção da mistura com FC=10%, que apresentou uma variação da condutividade hidráulica muito mais acentuada. Os ajustes referentes aos ensaios com FC=0 e 20% aparentaram continuidade, como se ambos fossem a mesma mistura.

Os resultados apontaram ainda que, para índices de vazios maiores que 0,55, a condutividade hidráulica, para um mesmo índice de vazios, é maior para o rejeito com FC=10%. Já para índices de vazios inferiores a 0,55, a maior condutividade hidráulica seria para as misturas com FC=0 e 20%.