UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARANÁ NATHALIA CHRISTINA DE SOUZA TAVARES PASSOS

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1 UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARANÁ NATHALIA CHRISTINA DE SOUZA TAVARES PASSOS BARRAGEM DE REJEITO: AVALIAÇÃO DOS PARÂMETROS GEOTÉCNICOS DE REJEITOS DE MINÉRIO DE FERRO UTILIZANDO ENSAIOS DE CAMPO UM ESTUDO DE CASO CURITIBA 2009

2 NATHALIA CHRISTINA DE SOUZA TAVARES PASSOS BARRAGEM DE REJEITO: AVALIAÇÃO DOS PARÂMETROS GEOTÉCNICOS DE REJEITOS DE MINÉRIO DE FERRO UTILIZANDO ENSAIOS DE CAMPO UM ESTUDO DE CASO Trabalho de conclusão de curso apresentado à disciplina de Trabalho Final de Curso, como requisito parcial à obtenção do grau de Engenheiro Civil, do Curso de Engenharia Civil, do Departamento de Construção Civil, do Setor de Tecnologia, da Universidade Federal do Paraná. Orientação: Profª. Dr. Eng. Andrea Sell Dyminski Co-orientação: Prof. Dr. Eng. Alessander C. Morales Kormann. CURITIBA 2009

3 Não basta ter um sonho, é preciso valor para torná-lo realidade.

4 AGRADECIMENTOS Nesta jornada em busca do aprimoramento profissional e pessoal sempre contamos com o apoio de pessoas que, de uma forma ou de outra, contribuem com esse processo. Por isso, nossas conquistas sempre são o resultado de um esforço conjunto. Primeiramente, a Deus pela vida, benção e proteção. A Professora Doutora Andréa S. Dyminski, pela orientação, confiança, atenção, carinho e exemplo de dedicação. Ao Professor Doutor Alessander C. M. Kormann pela atenção e por compartilhar seu grande conhecimento Ao LAME Laboratório de Materiais e Estruturas, unidade do LACTEC - Instituto de Tecnologia para o Desenvolvimento, pelo empréstimo de suas instalações. Em especial à Roberta Bomfim Boszczowski e Luiz Alkimin de Lacerda pela disponibilidade e profissionalismo em me ajudar. A In Situ Geotecnia, por disponibilizar os dados necessários a este estudo. A Ricardo Del Moro, Maiko Buzzi, Gustavo Loch e Rafael Oi, pela disposição em ajudar nas dificuldades encontradas durante a execução deste trabalho. A meus pais, Regina Helena de S. T. Passos e Jair Antonio S. A. Passos, por todo o apoio recebido em todas as fases do meu desenvolvimento e responsáveis pelo que sou hoje. E por todo investimento feito em minha formação acadêmica, sem nunca negar esforços. A minha avó, Erany de S. Tavares, por todo carinho e conselhos dispensados, principalmente nas horas mais difíceis deste trabalho. A minhas irmãs, Thereza Raquel e Martha Beatriz, por todo o amor que nos une.

5 A meu namorado, Marcelo Buras, pelo amor, carinho, cuidado e apoio em todos os momentos. A Carina Pirolli e Celso Felipe Bora, amigos que adquiri durante o processo de execução deste trabalho, por todos os momentos de alegrias e dificuldades compartilhados. A meus amigos, em especial, a Graciele Mayra Tanaka e Leonardo Chen que sempre estiveram presentes em todos os momentos, sempre dispostos a me ajudar. A todos que de alguma forma participaram da realização deste trabalho.

6 RESUMO A extração e processamento de minério resultam na geração de elevadas quantidades de resíduos, cuja disposição gera impacto e risco ambiental. O presente estudo visa caracterizar os parâmetros geotécnicos do rejeito de minério de ferro estocado numa barragem, situada no estado de Minas Gerais, utilizando resultados de ensaios de campo como SPT, CPTu e Vane Test, realizados naquele sitio. A avaliação estatística desses dados comprova a grande heterogeneidade do material, de maneira que a avaliação do comportamento dos parâmetros geotécnicos devem ser estudados. A análise conjunta dos ensaios de campo possibilitou à determinação das equações, propostas na literatura, mais adequadas à determinação dos parâmetros geotécnicos da barragem de rejeito em estudo. Este trabalho busca, em um estudo de caso, correlacionar os diferentes dados obtidos por ensaios de campo e obter os parâmetros geotécnicos mais adequados. Assim, ao considerar esses parâmetros estudados no projeto de implantação e posteriores alteamentos da barragem de rejeito, a estabilidade e segurança da estrutura podem ser melhor definidas.

7 ÍNDICE 1. INTRODUÇÃO Importância e aplicabilidade do estudo Objetivo do trabalho Organização do Trabalho REVISÃO BIBLIOGRÁFICA Considerações iniciais Rejeitos de mineração Disposição dos rejeitos de mineração Métodos construtivos de barragens de rejeito Estabilidade de barragens Característica de rejeitos de minério de ferro Sondagens a Percussão (SPT) Procedimento de ensaio Interpretação do ensaio Vantagens Desvantagens Correções da medida NSPT Compacidade relativa Ângulo de atrito interno (Φ) Índice de densidade (Dr) e ângulo de atrito (Φ`) Coesão não-drenada Ensaio de piezocone (CPTu) Procedimento de ensaio Fatores que afetam as medições ao longo do perfil e correções Identificação de materiais presentes ao longo do perfil Parâmetros geotécnicos de argilas Parâmetros geotécnicos de areias Ensaio de palheta Resultados do ensaio Sensibilidade das argilas DADOS DA BARRAGEM EM ESTUDO Investigação geotécnica Ilhas de investigação Perfil típico ANÁLISE E INTERPRETAÇÃO DOS RESULTADOS DOS ENSAIOS GEOTÉCNICOS Sondagens SPT Correções da medida N SPT Compacidade Relativa dos materiais granulares Ângulo de atrito interno... 50

8 Coesão não-drenada Nível d`água Ensaios de piezocone Estratigrafia Análise da variabilidade dos resultados de CPTu Resistência não-drenada Razão de sobreadensamento (OCR) Compacidade relativa (Cr) Ângulo de atrito (Φ`) Nível d água Ensaios de palheta Resistência ao cisalhamento não-drenada Coesão não drenada Sensibilidade das argilas Razão de sobreadensamento (OCR) ANÁLISE COMPARATIVA ENTRE OS RESULTADOS DOS ENSAIOS GEOTÉCNICOS DE CAMPO Análise dos comportamentos obtidos por ensaios de SPT e CPTu Análise das compacidades relativas Análise de ângulo de atrito interno Análise da coesão não drenada Análise da razão de sobreadensamento Análise do nível d`água Sondagens SPT CONSIDERAÇÕES FINAIS E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS Anexo I - Planta da barragem de rejeito Anexo II - Seção 02 da barragem de rejeitos estudada Anexo III - Definição do nível d`água definido por sondagens SPT e ensaios CPTu Anexo V - Laudos de sondagens SPT Anexo VI - Laudos de Ensaios de CPTu Anexo VII - Laudos de Ensaios de Vane Test

9 ÍNDICE DE TABELAS Tabela 1. Relação entre a extração de minério e rejeito produzido Tabela 2. Tabela dos estados de compacidade e consistência Tabela 3 Tabela de sensibilidade das argilas (Skempton & Northey, 1952) Tabela 4 Descrição Dos ensaios presentes nas ilhas de investigação Tabela 5. Compacidade relativa de uma camada da sondagem SPT Tabela 6. Compacidade relativa de uma camada da sondagem SPT Tabela 7. Estimativa de ângulo de atrito em termos tensão efetiva - SPT Tabela 8. Estimativa de ângulo de atrito em termos tensão efetiva - SPT Tabela 9. Estimativa de ângulo de atrito em termos de compacidade relativa - SPT Tabela 10. Estimativa de ângulo de atrito em termos de compacidade relativa - SPT Tabela 11. Estimativa de ângulo de atrito em termos de N SPT - SPT Tabela 12. Estimativa de ângulo de atrito em termos de N SPT - SPT Tabela 13. Resultados de coesão não-drenada do SPT Tabela 14. Resultados de coesão não-drenada do SPT Tabela 15 Estratigrafia quanto a poro-pressões do CPTu Tabela 16. Resultados estatísticos de OCR para CPTu Tabela 17. Resultados estatísticos de compacidade relativa das camadas do CPTu Tabela 18. Resultados estatísticos de ângulo de atrito por De Mello (1971), com base na compacidade relativa, do CPTu Tabela 19. Resultados estatísticos de ângulo de atrito por Kulhawy e Mayne (1990) das camadas do CPTu Tabela 20. Resultados de resistência ao cisalhamento não drenada,indeformado e amolgado, obtidos pelo ensaio de palheta, do VT Tabela 21. Resultados de fator de capacidade de carga, obtidos pelo ensaio de palheta, do VT Tabela 22. Resultados de coesão não drenada, obtidos pelo ensaio de palheta, do VT Tabela 23. Tabela de sensibilidade dos materiais não drenantes Tabela 24 Razão de sobreadensamento da camada não drenantes

10 Tabela 25. Descrição tátil visual dos materiais presentes na sondagem SPT Tabela 26. Descrição do comportamento drenante das camadas presentes no CPTu Tabela 27. Resultados estatísticos de compacidade relativa do SPT Tabela 28. Resultados estatísticos de compacidade relativa das camadas do CPTu

11 ÍNDICE DE GRÁFICOS Gráfico 1. N SPT corrigido SPT Gráfico 2. N SPT corrigido SPT Gráfico 3. N SPT corrigido SPT Gráfico 4. Determinação do S u, com base em valores de Nk adotados Gráfico 5. Determinação do Su estimado e Su real Gráfico 6. Determinação do Su real para uma camada não drenante do VT

12 ÍNDICE DE FIGURAS Figura 1. Método construtivo de montante (Fonte: VICK, 1983 por LOZANO, 2006) Figura 2. Método de jusante com drenagem (Fonte: NIEBLE 1976 por LOZANO, 2006) Figura 3. Método da linha de centro (Fonte: NIEBLE, 1976 por LOZANO, 2006) Figura 4 Áreas na ponteira do cone (Fonte: SCHNAID, 2000) Figura 5. Carta de classificação de solo utilizando piezocone (Fonte: ROBERTSON, 1986 por SCHNAID, 2000) Figura 6 Seção 2 da barragem de rejeito em estudo. (Fonte: Victorino, 2007) Figura 7. Determinação do perfil de pressão hidrostática e geração de poro pressão em solos drenados. (Fonte: Insitu, 2006)... 57

13 14 1. INTRODUÇÃO 1.1. Importância e aplicabilidade do estudo A atividade mineradora constitui-se numa importante atividade econômica do Brasil e do mundo. Historicamente, a mineração foi responsável por parte da ocupação territorial do país e hoje tem importância considerável nas riquezas do mesmo. Apesar dos benefícios gerados pela mineração, é inegável que o armazenamento e a disposição dos rejeitos oriundos dessa atividade constituem-se num grande desafio ambiental e geotécnico. O primeiro dos desafios consiste nos impactos ambientais gerados, pois os volumes de rejeitos produzidos durante o processo são enormes. Uma alternativa à disposição desordenada desses rejeitos no ambiente é a sua disposição em barragens de contenção. Além disso, os rejeitos apresentam elevado risco de impacto ambiental em caso de acidentes, o que implica em grande controle na construção e na operação para evitá-los. O segundo desafio, o geotécnico, se dá devido aos rejeitos possuírem grande variabilidade de características mineralógicas, físicas e químicas, fato que confere distinção em relação aos geo-materiais de disposição natural. Além disso, são estruturas de contenção muito grandes e sujeitas à ruptura. Desta maneira, o controle e o projeto adequados são fundamentais à segurança das barragens, do ambiente ao entorno e às populações vizinhas a estas grandes obras. A obtenção de parâmetros geotécnicos de camadas de solo, tais como ângulo de atrito interno e resistência não drenada, usando resultados de ensaios de campo é prática corriqueira nos escritórios de projeto. Porém, dependendo da correlação usada para o cálculo destes parâmetros os resultados podem ser fortemente afetados, o que influenciará muito o dimensionamento da estrutura em questão. Além disso, por se tratar de materiais antrópicos com características de alta variabilidade, esta variabilidade deve ser considerada nos projetos, em especial adotando-se a abordagem probabilística no projeto. Para tal, é necessário se avaliar estatisticamente esta variabilidade de parâmetros geotécnicos. Como a execução de

14 15 uma grande quantidade de ensaios de laboratório é quase sempre inviável, o uso de resultados de ensaios de campo para tal análise pode ser adotada. Porém, novamente haverá a influência da correlação escolhida na distribuição estatística do parâmetro geotécnico calculado Objetivo do trabalho Este trabalho atentou-se ao estudo dos diferentes métodos de caracterização geotécnica de materiais constituintes de barragens de rejeito de mineração, visando à avaliação de correlações disponíveis na literatura para o caso das barragens de rejeitos de minério de ferro. Em especial, o estudo se aplica a um estudo de caso de disposição de resíduos da mineração em uma barragem de rejeito de minério de ferro em operação no estado de Minas Gerais e que foi alteada em Organização do Trabalho A estrutura de apresentação deste trabalho consiste nos capítulos descritos a seguir. A Introdução é apresentada no Capítulo 1 e mostra a importância e a aplicabilidade do estudo, e a organização geral do presente trabalho. A Revisão bibliográfica dos temas abordados é apresentada no Capítulo 2. No Capítulo 3, descrevem-se as características da barragem em estudo, bem como os dados utilizados e a metodologia usada nas análises. No Capítulo 4, apresenta-se a análise e a interpretação dos resultados dos ensaios geotécnicos, bem como os estudos efetuados a obtenção dos parâmetros geotécnicos. A análise comparativa entre os resultados dos ensaios de campo é apresentada no Capítulo 5. O Capítulo 6 reúne as considerações finais deste trabalho. Adicionalmente são propostas sugestões para pesquisas futuras.

15 16 Ao final deste trabalho são apresentadas as referências bibliográficas consultadas e citadas neste texto.

16 17 2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1. Considerações iniciais Este capítulo apresentará as informações que direcionaram o desenvolvimento desse estudo, no âmbito das barragens de rejeitos e suas características geotécnicas. As questões ambientais que envolvem as barragens de rejeitos, tal como sua construção, operação e desativação não serão abordadas por não integrarem o escopo desta pesquisa. O presente estudo está focado em avaliar os diferentes métodos propostos na literatura para a determinação de parâmetros geotécnicos, por meio de correlações com ensaios de campo. A parte final deste capítulo é destinada às técnicas de ensaios de campo, utilizadas na investigação geotécnica da barragem em estudo, apresentando as características e particularidades dos mesmos Rejeitos de mineração Freqüentemente, o mineral não pode ser comercializado tal como se apresenta na natureza, sendo necessários diversos processos de tratamento da rocha que o contém. Paralelamente ao beneficiamento do minério, ocorre, inevitavelmente, a produção de materiais de descarte conhecidos como resíduos estéreis e rejeitos. De acordo com Lozano (2006) e Abraão (1979), os resíduos estéreis são materiais sem nenhum valor econômico produzidos durante o decapeamento da jazida, dispostos geralmente em pilhas e/ou utilizados como material de empréstimo para construção de barreiras de contenção. Ainda de acordo com Lozano (2006) e Abraão (1979), os rejeitos são resultantes do processo de beneficiamento físico do minério e também eventual tratamento químico. Assim como os resíduos estéreis, os rejeitos não possuem valor econômico, porém diferem dos rejeitos, pois estes últimos possuem grande quantidade de água. Na Tabela 1, proposta por Abraão (1987), apresenta-se algumas relações de minério e rejeito gerado durante o processo de mineração.

17 18 Tabela 1. Relação entre a extração de minério e rejeito produzido. Minério Rejeito Ferro 2 1 Carvão 1 3 Fosfato 1 5 Cobre 1 30 Ouro Fonte: Abraão, Segundo Lozano (2006), o tratamento e armazenamento dos resíduos sólidos devem ser de grande significância para as empresas, pois os mesmos são os principais impactantes ao meio ambiente das atividades mineradoras Disposição dos rejeitos de mineração As empresas do setor de mineração vêm procurando novas alternativas para a disposição dos rejeitos de forma mais econômica e segura. Isso porque, os rejeitos, apesar de não possuírem valor econômico, são produzidos em grande escala, o que torna imprescindível a utilização de processos sistemáticos de disposição. Vale ressaltar que a análise de risco dos critérios econômicos e a segurança da barragem devem ser feitos com muita cautela. Vale ressaltar que a segurança é o critério que deve ser priorizado em detrimento a economia. Não é racional economizar em segurança visto que qualquer acidente em estruturas como esta pode destruir a empresa operadora e proprietária. Isso porque a ruptura de estruturas, como as barragens de rejeito, além de gerarem impactos a população ao entorno, ao meio ambiente, a perda de vidas inerente aos acidentes deste tipo, podem ainda prejudicar e falir as empresas proprietárias e operadoras, visto as multas, indenizações, etc. A disposição do rejeito pode ser feita a céu aberto, de forma subterrânea, ou subaquática. Segundo Lozano (2006), a disposição a céu aberto é a forma de

18 19 disposição mais utilizada entre as três e pode ser feita em pilhas controladas ou por meio de estruturas de contenção. Segundo Motta (2008), os métodos de disposição configuram-se como fator atípico ao comportamento geotécnico das barragens de rejeito, em relação às barragens de terra convencionais. Isso se deve às muitas variáveis que controlam o processo de descarga dos rejeitos, bem como às diferentes regiões de deposição que apresentam distintas características granulométricas, mineralógicas e estruturais. O processo de transporte dos rejeitos mais viável e econômico é por via hidráulica. Esses rejeitos podem ser depositados através de técnica de aterros hidráulicos, que são aterros construídos pela técnica de hidromecanização. (CRUZ, 1996) Métodos construtivos de barragens de rejeito Segundo Assis (1995), barragens de rejeito são estruturas de contenção que retêm lama e líquido e devem constituir uma estrutura estável, juntamente com sua fundação. Devem reter inteiramente o rejeito em seu reservatório e permitir o controle adequado de toda a água percolante, para com isso garantir requisitos de controle da poluição, segurança, economia e capacidade limite de armazenamento. De acordo com Victorino (2007), as barragens de rejeito podem ser construídas com terra ou enrocamento, compactadas (material de empréstimo) ou com o próprio rejeito da usina de beneficiamento. Normalmente é construído um dique inicial, o qual deve ter uma capacidade de retenção de rejeitos para dois ou três anos de operação, e posteriormente, servirá como embasamento para os alteamentos sucessivos. Esse método construtivo torna-se atraente e viável, pois distribui ao longo do tempo os custos envolvidos no alteamento e dá flexibilidade de operação à mineradora. Segundo Abraão (1987), os alteamentos podem assumir diferentes configurações, porém geralmente são utilizados três principais métodos construtivos de alteamento sucessivos descritos abaixo: a) Método de montante: é o mais antigo e mais empregado. Aproveita os rejeitos depositados como parte da estrutura. A mesma é iniciada a partir de um

19 20 dique ou barragem piloto e posteriormente o rejeito é lançado à montante da crista, ao longo do seu perímetro, formando uma praia. As partículas mais grossas e pesadas do rejeito sedimentam e se alojam nas zonas perto do dique, enquanto as mais leves e menores são transportadas para as zonas internas da praia. O processo de alteamento da barragem é feito sucessivamente em todo o perímetro da bacia e esse processo é repetido até a elevação final da barragem, deslocando o eixo da crista sempre para montante. Os alteamentos podem ser feitos com o próprio rejeito desde que esses contenham 40 a 50 % de areia e com alta porcentagem de sólidos pesados para que ocorra a segregação granulométrica do rejeito (VICK, 1983 apud LOZANO, 2006). O esquema do processo construtivo de montante é apresentado na Figura 1. Figura 1. Método construtivo de montante (Fonte: VICK, 1983 por LOZANO, 2006). Segundo Chammas (1989), as principais vantagens do método de montante são: o baixo custo; necessidade de pouco material para alteamento; rapidez nos alteamentos e facilidade de operação. As desvantagens são: baixa segurança, susceptibilidade a liquefação; possuir altura limitada; possibilidade de ocorrência de piping 1 entre dois diques. b) Método de jusante: consiste no alteamento para jusante a partir do dique inicial. O eixo da crista vai se movendo a jusante conforme a construção de novos diques. A construção pode ser feita com material de empréstimo ou com o próprio rejeito, porém somente com sua parte grossa, que pode ser separada por ciclones. O material é lançado no talude de jusante e devidamente compactado. Os diques 1 Piping: fenômeno de erosão interna.

20 21 iniciais, assim como os que o sucedem, podem ser impermeabilizados e possuir drenagem interna. Segundo Chammas (1989), as vantagens do método de jusante são: a resistência a efeitos dinâmicos; por escalonar a construção sem interferir na segurança; facilitar a drenagem, possuir baixa susceptibilidade de liquefação e simplicidade na operação. As desvantagens são: o alto custo devido ao grande área ocupada pelo maciço; grande quantidade de rejeito nas primeiras etapas de construção; necessidade de emprego de ciclones. O esquema do processo construtivo de jusante é apresentado na Figura 2. Esse método também pode ser realizado com algumas variantes, não abordadas neste estudo. Figura 2. Método de jusante com drenagem (Fonte: NIEBLE 1976 por LOZANO, 2006). c) Método de linha de centro: seu comportamento estrutural se assemelha com ao do método de jusante. Constrói-se um dique de partida e o rejeito é lançado perifericamente da crista do dique, formando uma praia. Os alteamentos subseqüentes são construídos, lançando aterro sobre o limite da praia de rejeitos e no talude de jusante do maciço de partida, nunca movendo o eixo da crista de partida. O material de aterro pode ser de empréstimo, decape da mina ou estéril. Segundo Chammas (1989), as vantagens do método de linha de centro são: a facilidade construtiva; existência de um eixo constante; possuir custos compatíveis. A principal desvantagem é a possibilidade de escorregamentos potenciais. O método da linha de centro é um método intermediário que tenta minimizar as desvantagens entre o método de montante e o de jusante. A Figura 3 apresenta o esquema do método construtivo da linha de centro.

21 22 Figura 3. Método da linha de centro (Fonte: NIEBLE, 1976 por LOZANO, 2006). Segundo Espósito (2000), ao relacionarem-se todos os métodos observa-se que, em todos, é possível minimizar cada uma das suas desvantagens e riscos relacionados aos métodos construtivos Estabilidade de barragens Uma barragem é considerada segura caso seu desempenho satisfaça as exigências de comportamento necessárias para evitar acidentes estruturais, econômicos, ambientais e sociais. Segundo o Manual de segurança e inspeção de barragens, uma barragem de rejeito requer um alto grau de segurança, quando classificada em relação a perdas materiais e ambientais. Assim, referente às análises de estabilidade interna e externa do maciço, faz-se necessário um Fator de Segurança 2 mínimo de 1,5. De acordo com Victorino (2007), os projetos geotécnicos de barragens devem passar pela análise de estabilidade de seus taludes, sendo para isso necessário o conhecimento dos parâmetros geotécnicos de resistência que podem ser determinados através de ensaios de campo e laboratório do material de rejeito e da fundação. A falta de conhecimento e controle dos aspectos geotécnicos ligados aos materiais envolvidos na construção das barragens de rejeito pode desencadear processos de instabilização de taludes RIBEIRO (1995) apud VICTORINO (2007).

22 23 Além disso, verifica-se, em estudos sobre segurança de barragens de rejeito nos Estados Unidos, que os gastos com estudos preliminares, que garantam a segurança das estruturas, são muito menores do que os custos de um eventual acidente MELLO (1981) apud LOZANO (2006) Característica de rejeitos de minério de ferro Segundo Motta (2008), o processo de tratamento de minério de ferro produz dois tipos de rejeitos, um com tendência granular e outro de tendência mais fina, conhecido como lama. O material granular é usado como material para construção dos alteamentos com a finalidade de conter a lama. Também, segundo Motta (2008), em função do tipo de minério e do próprio processo de beneficiamento adotado, os rejeitos apresentam as características mineralógicas, geotécnicas e físico-químicas variáveis. Estes materiais apresentam partículas de granulometria dispersa, variando de areia a colóide, tendo a fração de areia características irregulares devido aos processos de britagem e moagem. O uso do rejeito como material de construção de barragens exige análises dos parâmetros geotécnicos. A prática das mineradoras tem mostrado que o uso de rejeitos granulares como material de construção nos alteamentos gera bons resultados, quando sua utilização é controlada geotecnicamente. Isso significa que quando existe um controle eficaz, o uso desses rejeitos granulares na formação do próprio barramento da barragem de rejeito tende, cada vez mais, a se incorporar à tecnologia de construção dessas estruturas (ESPÓSITO, 2000). Dessa maneira, os parâmetros geotécnicos, vinculados ao comportamento das barragens de rejeito, devem ser cuidadosamente analisados, visto que variam conforme os processos de disposição. Essa pesquisa foca na avaliação do comportamento dos rejeitos em condição drenada ou não drenada. Segundo Motta (2008), o comportamento não drenado é o considerado em projetos de barragens de rejeito. Caso este fato não seja verificado, as premissas de projeto poderão ser alteradas, principalmente no que se refere às características de resistência, levando a um aprimoramento dos projetos atuais, com eventual economia e aumento de área de disposição. 2 Fator de Segurança: Valor pelo quais os parâmetros de resistência devem ser reduzidos para que o talude atinja a condição de equilíbrio limite (NBR de 2006).

23 Sondagens a Percussão (SPT) Apesar das grandes evoluções que ocorreram nos ensaios de campo in situ, o SPT, Standard Penetration Test, é, até hoje, o ensaio de campo mais utilizado na prática da engenharia de fundações em toda América Latina, EUA, Canadá, Reino Unido, Japão, Austrália, Índia, Espanha, Portugal, África do Sul, Israel e outros países. (DÉCOURT, 2002) O SPT constitui-se em uma medida de resistência dinâmica conjugada a uma sondagem de simples reconhecimento. Além disso, permite uma indicação de densidade em solos granulares e aplicados à identificação da consistência de solos coesivos e mesmo rochas brandas. Apesar dos avanços nas tecnologias dos ensaios, estes ainda não dispensam a realização deste tipo de sondagem, muito usada para o simples reconhecimento do perfil geotécnico. No intuito de agregar conhecimento local anteriormente adquirido com informações baseadas em SPT, surgiram, em todo mundo, correlações entre os resultados obtidos com os novos ensaios e os resultados SPT Procedimento de ensaio Segundo a NBR 6484/2001, nas sondagens SPT utiliza-se um amostrador do tipo Terzaghi-Peck, com diâmetro interno de 34,9 mm e diâmetro externo de 50,8 mm. Para efetuar a cravação do amostrador, um martelo de 65 kg é elevado a uma altura de 75 cm acima do topo da cabeça de bater, e em seguida deixado cair livremente. É então anotado o número de golpes necessários à cravação de cada 150 mm do amostrador, perfazendo um comprimento total cravado de 450 mm. Este procedimento é realizado a cada metro de profundidade ao longo do furo de sondagem. O principal resultado do ensaio SPT é o índice de resistência à penetração (N SPT ), que consiste no somatório correspondente aos últimos 300 mm do amostrador. Nos casos em que não ocorre a penetração dos 450 mm do amostrador padrão, os resultados são apresentados sob a forma de frações ordinárias.

24 Interpretação do ensaio A NBR 6484/2001 propõe o uso de uma tabela (Tabela 2) para correlação do N SPT com os estados de compacidade, no caso de areias, e consistência, no caso das argilas. No entanto, a norma não menciona quaisquer correções no valor de N. Tabela 2. Tabela dos estados de compacidade e consistência. Solo Índice de resistência a penetração Designação - N 4 Fofa (o) 5 a 8 Pouco compacta (o) Areias e siltes arenosos 9 a 18 Medianamente compacta (o) 19 a 40 Compacta (o) > 40 Muito compacta (o) Argilas e siltes argilosos 2 Muito mole 3 a 5 Mole 6 a 10 Média (o) 11 a 19 Rija (o) > 19 Dura (o) Fonte: NBR-6484 (ABNT, 2001) Vantagens Além da simplicidade do equipamento e do baixo custo, dois outros aspectos relevantes deste ensaio são: a possibilidade de obtenção de uma amostra amolgada dos primeiros 45 cm de cada metro e a identificação da cota do nível d`água no período da sondagem Desvantagens Segundo Schnaid (2000), as principais desvantagens deste método são em torno da diversidade de procedimentos utilizados para execução do ensaio e a pouca racionalidade de alguns métodos de uso e interpretação dos ensaios.

25 Correções da medida N SPT A simplicidade do ensaio o torna realmente atraente, mas há alguns fatores importantes que merecem discussão mais detalhada, principalmente quanto à padronização do ensaio de modo que os resultados obtidos com diferentes equipamentos em diferentes partes do mundo possam ser comparados e interpretados (CORDEIRO, 2004) Correção de Terzaghi e Peck (1948) Terzaghi e Peck (1948) propuseram a redução de N, quando esta for maior do que 15. Segundo eles, quando ocorre ruptura em uma areia compacta ou em uma argila sobreadensada saturadas, há uma tendência de dilatação que pode causar uma poro-pressão negativa. Se a taxa de geração for maior que a taxa de dissipação das poro-pressões, a sucção induzida aumenta a resistência ao cisalhamento. No caso de areias finas saturadas compactas, a tendência de dilatação que ocorre, quando cisalhadas pelo amostrador do SPT, pode causar uma poro-pressão negativa e aumentar a resistência ao cisalhamento. N corrigido = 15 + (N-15) /2 Equação Correção quanto à energia do ensaio Apesar da tentativa de padronização do ensaio em todo o mundo, as diferenças de procedimento e equipamentos tornam possível que um mesmo solo apresente valores de índice de resistência distintos. Isso se deve, fundamentalmente, a significativa diferença entre o valor de energia teórica empregada na cravação e a energia verdadeiramente transmitida às hastes. O valor de N obtido deve ser corrigido pela equação 2. N 60 = Eh i * N i / E 60 Equação 2

26 27 Um ensaio realizado no Brasil, segundo a Norma Brasileira, com acionamento manual do martelo, possui uma energia teórica de queda livre de 66%. Portanto, o valor a ser utilizado como energia aplicada, na equação 2 de 0,66 (SCHNAID, 2000). A prática internacional sugere normalizar o número de golpes com base no padrão americano de N Correção quanto à tensão efetiva de confinamento Segundo Cordeiro (2004), o ensaio de SPT é essencialmente um ensaio de cisalhamento. De forma especial em areias, tal resistência é função da tensão de confinamento e, mesmo intuitivamente, pode ser esperado que a resistência cresça com o acréscimo de tensão efetiva de ensaio. Considerando um solo homogêneo, quanto maior a profundidade de ensaio, maior será a resistência ao cisalhamento e, por conseqüência, maior será o valor obtido de N. Assim estará mais compacto o solo que se encontrar mais superficialmente, por ser capaz de desenvolver a mesma resistência com tensão efetiva de ensaio menor. Desta maneira, para estimar a compacidade relativa do solo por meio do valor de N, é necessário corrigi-lo quanto à tensão de confinamento. Inicialmente, foi constatado por Gibbs e Holtz (1957), amplamente estudado desde então, Liao e Whitman (1986) propuseram que o fator de correção C n pode ser definido como a razão entre o valor de N SPT normalizado para uma tensão efetiva σ`v(ref) de 98,1 KPa e o valor N obtido pela tensão efetiva vertical de ensaio σ`v. Sendo σ`v em KPa: C n = (98,1/ σ`v ) 0,5 Equação 3 Outros pesquisadores propuseram diferentes equações para a obtenção de C n. Segundo Skempton (1986), sendo σ`v em KPa: C n = 200/ (100 + σ`v ) Equação 4 De acordo com, PECK ET al. (1974) apud SKEMPTON (1986), sendo σ`v maior que 25 KPa:

27 28 C n = 0,77*log (20 / σ`v ) Equação Compacidade relativa A compacidade relativa (C r ) das areias pode ser estimada por meio do índice de resistência, uma vez que trata de um fenômeno de cisalhamento e quanto mais densa ou compacta for a areia, maior será a resistência a penetração do amostrador-padrão. A Tabela 2 apresentada anteriormente fornece apenas uma classificação qualitativa do solo e é normalmente empregada pelas empresas de sondagem em seus laboratórios (POLIDO; CASTELLO, 1999 apud CORDEIRO, 2004). Fortes críticas foram feitas por De Mello (1971) a respeito das correlações entre C r e N. Uma possível explicação é o fato de que as formulações propostas na literatura não consideram variáveis importantes como RSA, compressibilidade, angularidade e coeficiente de uniformidade do material. Para efeito de comparação, são apresentadas correlações entre C r e N considerando a tensão efetiva vertical também podem ser encontradas na literatura. Segundo Gibbs e Holtz (1957), sendo σ`v em kpa: N / C r ² = ,23 * σ`v Equação 6 Segundo Yoshida ET al. (1988), sendo σ`v em kpa: C r = 25* ( σ`v ) -0,12 * N 60 0,46 Equação 7 Segundo Skempton (1986): N 60 / C r ² = ,28 * σ`v Equação 8 Onde: C r = índice de densidade (expresso em decimais) σ`v0 = tensão vertical efetiva (kn/m²).

28 Ângulo de atrito interno (Φ) O ângulo de atrito interno é o principal parâmetro de resistência dos solos granulares, uma vez que esses solos não possuem coesão real, e sua envoltória de resistência possa ser definida como uma reta passando pela origem. (CORDEIRO, 2004). A relação entre Φ e N sofre grande influencia da tensão de confinamento, fator que deve ser levado em consideração na estimativa de Φ por meio de ensaios de SPT. Segundo Cordeiro (2004), os conceitos de Φ e de compacidade relativa, embora fisicamente distintos, estão de certa forma ligados, de modo que o ângulo de atrito para um dado solo será tanto maior quanto maior for sua compacidade relativa e vice-versa. A obtenção de Φ por meio de correlações com a compacidade relativa é questionável e não indicada. Décourt (1989) ratificou a opinião de De Mello (1971), na qual o autor sugere que o parâmetro de interesse (Φ) deve ser obtido por correlação direta com os ensaios de campo (N), evitando-se fazê-lo por parâmetros intermediários, como a compacidade relativa. Kulhawy e Mayne (1990) propuseram uma correlação que considera a tensão efetiva vertical. A mesma não é valida para pequenas profundidades (até 1,0m ou 2,0m). A correlação proposta se apresenta no seguinte formato (σ`v em KPa): Φ = tan -1 [ N / (12,2 + 0,2* σ`v) ] 0,34 Equação Índice de densidade (D r ) e ângulo de atrito (Φ`) A obtenção do ângulo de atrito utilizando os dados fornecidos pelo SPT, parte do princípio de que como o ensaio fornece um valor de resistência (N), pode-se estabelecer uma correlação entre tal valor e o índice de densidade (D r ) ou ângulo de atrito (Φ).

29 30 Desta forma, De Mello (1971) sugeriu a equação 10 para converter as estimativas de índice de densidade em ângulo de atrito, não aplicando o valor de resistência à penetração diretamente no cálculo de Φ`. tan Φ` = 0,712 / (1,49 D r ) Equação 10 Meyehof (1957) citado por Tonus (2009) propõe: Φ` = * D r Equação 11 Bowles (1996) propõe uma correlação direta entre o ângulo de atrito e N 70 : Φ` = 0,45* N Equação 12 N 70 = (N SPT * Energia aplicada)/0,70 Equação 13 Abaixo, são apresentadas mais duas correlações entre o ângulo de atrito e o N SPT citadas em Tonus (2009). Godoy (1983): Φ` = 0,4* N SPT + 28 Equação 14 Teixeira (1996): Φ` = (20* N SPT ) 0, Equação Coesão não-drenada Teixeira e Godoy (1996) apud Tonus (2009) sugerem a seguinte correlação para a estimativa do valor da coesão não drenada (c u ) com o índice de resistência à penetração (N SPT ): c u = 10* N SPT Equação 16

30 Ensaio de piezocone (CPTu) Nos últimos anos, o ensaio de penetração de cone (Cone Penetration Test CPTu) vem se consolidando internacionalmente como uma das mais importantes ferramentas de investigação geotécnica. No Brasil, os ensaios de piezocone são empregados desde 1950 e seu princípio é simples. O CPTu é um ensaio de simples execução e alta produtividade, de mínima interferência humana e onde os resultados são fornecidos continuamente e com excelente repetitividade ao longo de todo o perfil. Além disso, oferecem um boa estimativa dos parâmetros geotécnicos do subsolo, avaliação estratigráfica com relação ao tipo de solo, espessura e continuidade de camadas bem como a definição do nível d`água. O ensaio (CPTu) consiste na cravação de uma ponteira cônica (ângulo de vértice de 60 ) e área transversal de 10 cm 2 com velocidade constante no terreno. Os ensaios, no Brasil, são realizados de acordo com a norma da ABNT NBR 12069/ 1991: Ensaio de penetração de cone in situ (CPT) Procedimento de ensaio Nos ensaios, a ponteira é cravada com uma velocidade de penetração constante, aproximadamente igual a 2 cm/s. À medida que se procede a introdução das hastes no solo, efetua-se a cada 2 cm de profundidade a aquisição contínua e automática, sem interferência do operador. As grandezas medidas são a resistência à penetração da ponta (q c ), atrito lateral (f s ), e a medida de poro-pressão, utilizando-se um elemento poroso de bronze sinterizado, localizado na base do piezocone (posição u 2 ). Essas grandezas são medidas através de instrumentação de precisão, devidamente calibradas e instalada na extremidade do conjunto, sendo os dados transmitidos à superfície por um sistema de ondas acústicas.

31 Fatores que afetam as medições ao longo do perfil e correções Segundo Victorino (2007), o efeito da poro-pressão no valor de q c foi identificado pela primeira vez quando o cone foi usado para pesquisas em águas profundas, observando-se que o valor de q c não foi igual à pressão da água. Com isso, Campanella (1982) propôs a equação 17 para correção da resistência de ponta q c em função da poro-pressão medida na base do cone e as áreas do cone apresentada na Figura 4. q t = q c + (1-a).u 2 Equação 17 Sendo: q t = a resistência de ponta corrigida; a = relação de áreas do cone (An/At). Figura 4 Áreas na ponteira do cone (Fonte: SCHNAID, 2000). Ainda, segundo Victorino (2007), a verticalidade do piezocone é um aspecto importante a ser considerado. O equipamento deve estar o mais próximo à vertical, não devendo variar mais que 2. Para tal quase todos os equipamentos modernos existe um inclinômetro acoplado ao equipamento que permite medir a verticalidade do cone. Para se obter boas leituras de poro-pressão durante o ensaio com piezocone, o filtro, o tubo entre o filtro e o transdutor e a cavidade do transdutor devem estar totalmente saturados com água destilada, óleo de silicone ou óleo de glicerina. Essa saturação é obtida através da aplicação de vácuo em laboratório.

32 Identificação de materiais presentes ao longo do perfil As aplicações de engenharia dos ensaios de piezocone podem ser para classificação e estratigrafia dos solos obtenção de parâmetros geotécnicos e aplicação direta ao projeto de fundações. Uma observação conjunta das medidas de resistência de ponta, atrito lateral e poro-pressões geradas durante a cravação permitem identificar camadas de subsolo (SCHNAID, 2000). A razão de atrito (R f = f s / q c ) é o primeiro parâmetro derivado do ensaio e normalmente utilizado para a classificação dos solos. Esta classificação pode ser obtida através de procedimentos gráficos que relacionam diretamente q c versus R f. Além disso, com os dados de poro-pressão é possível obter um segundo parâmetro de classificação dos solos denominado B q. No presente trabalho, utiliza-se para a classificação dos solos o ábaco apresentado na Figura 5, proposto por Robertson e outros (1986) que, segundo Schnaid (2000), inclui a prática brasileira.

33 34 Figura 5. Carta de classificação de solo utilizando piezocone (Fonte: ROBERTSON, 1986 por SCHNAID, 2000).

34 35 Para obter a classificação estratigráfica do solo, por meio desse ábaco, devem-se conhecer os valores de q t e de F r, onde σ v0 é a tensão vertical in situ; σ v0 é a tensão vertical efetiva in situ; u 0 é a poro pressão hidrostática in situ e u 2 é a poro pressão medida na base do cone Parâmetros geotécnicos de argilas A seguir, são apresentadas as correlações normalmente aplicadas ao ensaio de CPTu para obtenção da resistência não-drenada, razão de sobre adensamento Resistência não-drenada (S u ) Segundo Dos Santos (2003), o ensaio de CPTu mede a resistência oferecida pelo terreno à penetração do cone, dessa forma, os resultados podem ser aplicados na previsão da resistência ao cisalhamento dos solo. O cálculo da resistência não-drenada (S u ) pode ser realizada pela aplicação de um fator de capacidade de carga N k,segundo a equação 18 citada por Schnaid (2000): S u = (q c - σ`v0 ) / N k Equação 18 Os valores do fator de capacidade de carga N k podem ser adotados, com base na literatura, de forma a estimar a resistência não-drenada. Entretanto, aconselha-se determinar localmente o valor de S u, por meio de um ensaio de palheta e, posteriormente, a determinação do N k localmente Razão de sobreadensamento (OCR) A razão de sobreadensamento pode ser obtida a partir da estimativa prévia de S u. Para a determinação do OCR, Jamiolkowski ET al. (1985) apresentaram uma relação entre este parâmetro e o S u que pode indicar as características geotécnicas do local, sendo:

35 36 OCR = [S u / (0,23 * σ`v0 ) ] 1,25 Equação 19 Também, podem-se citar as equações empíricas abaixo, propostas por Chen & Mayne (1996) e citado por Schnaid (2000). OCR = 0,305 [(q t - σ v )/ σ`v0 ] Equação 20 OCR = 0,53 [(q t - u 2 )/ σ`v0 ] Equação Parâmetros geotécnicos de areias Este item trata da obtenção dos principais parâmetros de resistência e deformabilidade em solos de comportamento drenado Compacidade relativa (C r ) Assim, como no caso do SPT, a obtenção da compacidade relativa, por meio do ensaio de piezocone, tem sido alvo de crítica e continua a apresentar considerável dispersão dos resultados. (CORDEIRO, 2004). Além disso, estudos têm mostrado que o comportamento dos solos granulares é muito complexo para ser representado apenas pela compacidade relativa. (LUNNE ET al., 1989). Mesmo assim, a compacidade relativa continua sendo amplamente empregada na prática de engenharia para descrever o estado das areias. A previsão do índice de densidade ou também conhecido como compacidade relativa C r pode ser correlacionada com a resistência de ponta q c medida no ensaio de piezocone. Posteriormente, pode-se converter o valor de C r em ângulo de atrito. No cálculo da compacidade relativa, os valores de q c e σ`v0 são expressos em t/m²:

36 37 C r = *log 10 [(q c / (σ`v0 ) 0,5 ] Equação 22 Jamiolkowski ET al. (1985) propôs a equação 23 para a estimativa da C r em areias normalmente adensadas de média compressibilidade, sendo C r, q c e σ`v expressos em kpa. C r = * log [(q c / (σ`v ) 0,5 ] Equação Ângulo de atrito (Φ`) Segundo dos Santos (2003), várias teorias empíricas ou semi-empíricas já foram publicadas para a interpretação de Φ`. Com base em soluções existentes em câmara de calibração, Robertson & Campanella (1983) propuseram uma correlação empírica entre Φ` e q c. A equação 24 foi proposta por De Mello (1971) para a conversão do índice de densidade em ângulo de atrito. tan Φ` = 0,712 / (1,49 C r ) Equação 24 A equação 25 foi apresentada por Kulhawy e Mayne (1990) para a determinação do ângulo de atrito. Φ` = tan -1 [0,1 + 0,38* log (q c / σ`v0 )] Equação 25 Para o caso de areias sobreadensadas, é possível que se possa superestimar o ângulo de atrito, uma vez que a compressibilidade do solo é reduzida, o que aumenta os valores de q c obtidos durante o ensaio (DOS SANTOS, 2003) Ensaio de palheta O ensaio de palheta, mundialmente conhecido como Vane Test, é empregado na determinação da resistência ao cisalhamento não-drenada do solo in

37 38 situ de argilas de consistência mole a rija. Assim há a necessidade do conhecimento prévio do perfil do solo para avaliar a aplicabilidade deste ensaio a determinada profundidade do solo (SCHNAID, 2000). O ensaio consiste na cravação de uma palheta de seção cruciforme, submetida a um torque necessário para cisalhar o solo por rotação em condições não drenadas. Após a cravação da palheta no solo, na profundidade desejada, se aplica imediatamente o torque, com uma velocidade de 0,1 a 0,2 graus/segundo, de acordo com a norma da ABNT NBR 10905/1989 Ensaio de Palheta in situ Resultados do ensaio Este ensaio, sendo passível de interpretação analítica, assumindo a hipótese de superfície cilíndrica, serve de referência a outras técnicas e metodologias, cuja interpretação requer a adoção de correlações semi-empíricas. É possível determinar a resistência ao cisalhamento não-drenada do solo S u, também conhecida como coesão não drenada, com base no torque, de acordo com a equação 26 deduzida para palhetas retangulares com altura igual ao dobro do diâmetro, e assumindo uma distribuição uniforme de tensões ao longo das superfícies de ruptura horizontais e verticais circunscritas à palheta. (SCHNAID, 2000). S u 0,86M = π 3 D Equação 26 Sendo: M = torque máximo medido (kn.m) D = diâmetro da palheta (m). Para determinar a resistência amolgada (S ur ) imediatamente após a aplicação do torque máximo são realizadas dez revoluções completas na palheta e

38 39 refeito o ensaio. O intervalo de tempo entre dois ensaios deve ser inferior a cinco minutos. O valor de resistência não-drenada amolgada (S ur ) é obtido pela equação 26 utilizando-se, porém, o valor do torque correspondente à condição amolgada Sensibilidade das argilas Segundo Schnaid (2000), o valor de sensibilidade (S t ) da argila é dado por: S t = S u / S ur Equação 27 Skempton & Northey (1952) citado por Schnaid (2000), propõe a classificação das argilas quanto à sensibilidade, conforme a tabela abaixo. Tabela 3. Tabela de sensibilidade das argilas (Skempton & Northey, 1952). Sensibilidade St Baixa 2-4 Média 4-8 Alta 8 16 Muito Alta > 16 Fonte: Schnaid, Complementarmente, busca-se obter informações quanto à história de tensões do solo indicada pelo perfil da razão de sobreadensamento (OCR). O OCR é indispensável na análise do comportamento de depósitos argilosos. Mesmo sendo uma relação secundária, de caráter semi-empírico, é uma utilização adicional dos resultados de palheta, desenvolvida para obter a variação de OCR com a profundidade, além de fornecer uma estimativa do coeficiente K 0. Um estudo estatístico de casos apresentados por Mayne & Mitchell (1988) citado por Schnaid (2000), permitiu avaliar a aplicabilidade da correlação entre os valores de OCR e as resistências obtidas pelo ensaio de palheta. As medidas experimentais ajustam-se à equação 29.

39 40 OCR = 3,55 * (S u / σ`v0 ) 0,66 Equação 28

40 41 3. DADOS DA BARRAGEM EM ESTUDO No presente trabalho estudou-se uma barragem que recebe rejeitos e lamas resultantes da extração de minério de ferro das minas em exploração e operação por uma grande empresa mineradora no estado de Minas Gerais. A barragem foi construída inicialmente com uma altura suficiente para atender aos primeiros anos de operação, sendo alteada sucessivamente com drenos internos em suas seções, de acordo com o avanço de lavra e conseqüente aumento na produção de rejeitos. A barragem de rejeitos foi construída pelo método de montante descrito no item 2.4. Sua planta e seção típica estão apresentadas no Anexo I.

41 Figura 6 Seção 2 da barragem de rejeito em estudo. (Fonte: Victorino, 2007). 42

42 Investigação geotécnica Foi realizada uma campanha de investigação geotécnica na praia e na barragem de rejeito em estudo, executada pela empresa In Situ Geotecnia. Os estudos tiveram o objetivo de detalhar o perfil geotécnico da área em questão com base na seguinte campanha de investigação: Três (03) ensaios de sondagens SPT; Cinco (05) penetrações estáticas de piezocone CPTu; Onze (11) ensaios de palheta. Os ensaios realizados na área em questão estão localizados na planta da barragem de rejeito em estudo no Anexo I. Este trabalho aborda os estudos efetuados na seção 02 da barragem apresentada no Anexo II Ilhas de investigação Na tabela abaixo, são apresentadas as ilhas de investigação, que envolvem sondagens SPT, ensaios de piezocone e de palheta. Observar que não são todas as ilhas que possuem os três tipos de ensaio. Tabela 4 Descrição Dos ensaios presentes nas ilhas de investigação. Ilha Ensaio de CPTu Ensaio de palheta Sondagem SPT 1 CPTu-1 VT-1 SPT-5 2 CPTu-2 VT-2 SPT-6 3 CPTu-3 - SPT-7 4 CPTu-4 VT-3-5 CPTu-5 VT Perfil típico O perfil estratigráfico da seção estudada é apresentado no Anexo II. O nível d`água obtidos nos ensaios de CPTu e sondagens SPT são apresentados no Anexo III.

43 44 Os laudos de sondagens SPT, ensaios de CPTu e ensaios de palheta são apresentados, respectivamente, nos anexos IV, V e VI.

44 45 4. ANÁLISE E INTERPRETAÇÃO DOS RESULTADOS DOS ENSAIOS GEOTÉCNICOS Este estudo está direcionado a avaliar o comportamento do rejeito. Basicamente, busca-se avaliar se o comportamento dos rejeitos é drenado, característica dos materiais granulares, ou não-drenado, característica dos materiais finos. A característica não-drenada é o comportamento esperado, pois este é o considerado em projetos de barragem de rejeito. Caso este fato não seja verificado, as premissas de projeto poderão ser alteradas, principalmente no que se refere às características de resistência, levando a um aprimoramento dos projetos atuais, com eventual economia e aumento de área de disposição. Para tanto, os ensaios de campo, neste capítulo, serão analisados e interpretados. Cintra et. al. citam Godoy (1972) para estimativas de peso específico na ausência de ensaios de campo. Como a maior parte dos solos é misturado com minério de ferro foi adotado os maiores valores de peso específico. Assim, o peso específico dos materiais constituintes da barragem, para todos os ensaios, foi considerado constante e igual a 2 tf/m³. Esse valor de peso específico é um valor alto para solos naturais, entretanto a maior parte das camadas são constituídas de solo misturado a de minério de ferro, o que possibilita o aumento do peso específico estimado Sondagens SPT Neste item são apresentados os resultados obtidos pelas três sondagens SPT apresentadas no Anexo V. Estas sondagens foram estudadas por pertencerem à seção 02, que possui o maior número de estudos. É importante ressaltar que as sondagens SPT são obrigatórias segundo a norma brasileira Correções da medida N SPT