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UNIVERSIDADE DE BRASÍLIA FACULDADE DE TECNOLOGIA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL E AMBIENTAL

SIMULAÇÃO FÍSICA DO PROCESSO DE FORMAÇÃO DOS ATERROS HIDRÁULICOS APLICADO A

BARRAGENS DE REJEITOS

LUÍS FERNANDO MARTINS RIBEIRO

Orientador: ANDRÉ PACHECO DE ASSIS, PhD

TESE DE DOUTORADO EM GEOTECNIA PUBLICAÇÃO: G.TD-005A/00

Brasília / DF: Novembro / 2000

UNIVERSIDADE DE BRASÍLIA FACULDADE DE TECNOLOGIA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL E AMBIENTAL

SIMULAÇÃO FÍSICA DO PROCESSO DE FORMAÇÃO DOS ATERROS HIDRÁULICOS APLICADO A BARRAGENS DE REJEITOS

LUÍS FERNANDO MARTINS RIBEIRO

Tese de doutorado submetida ao Departamento de Engenharia Civil e Ambiental da Universidade de Brasília como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Doutor. Aprovado por: ______________________________________ André Pacheco de Assis, PhD, UnB (ORIENTADOR) ______________________________________ Ennio Marques Palmeira, PhD, UnB (EXAMINADOR INTERNO) ______________________________________ José Henrique Feitosa Pereira, PhD, UnB (EXAMINADOR INTERNO) ______________________________________ Bela Petry, MSc, IHE, Delft/Holanda (EXAMINADOR EXTERNO) ______________________________________ Roberto Francisco Azevedo, PhD, UFV (EXAMINADOR EXTERNO) Brasília, 27 de novembro de 2000

ii

FICHA CATALOGRÁFICA RIBEIRO, LUÍS FERNANDO MARTINS

Simulação Física do Processo de Formação dos Aterros Hidráulicos Aplicado a Barragens de Rejeitos. [Distrito Federal] 2000.

xxi, 235 p, 297 mm (ENC / FT / UnB, Doutor, Geotecnia, 2000) Tese de Doutorado - Universidade de Brasília. Faculdade de Tecnologia. Departamento de Engenharia Civil e Ambiental 1. Barragem de Rejeito 2. Aterro Hidráulico 3. Modelagem Física 4. Ensaios de Laboratório I. ENC / FT / UnB II.Título (série)

REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA RIBEIRO, L.F.M. (2000). Simulação Física do Processo de Formação dos Aterros Hidráulicos Aplicado a Barragens de Rejeitos. Tese de Doutorado, Publicação G.TD-005A/00, Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Universidade de Brasília, Brasília, DF, 235 p. CESSÃO DE DIREITOS NOME DO AUTOR: Luís Fernando Martins Ribeiro TÍTULO DA TESE DE DOUTORADO: Simulação Física do Processo de Formação dos Aterros Hidráulicos Aplicado a Barragens de Rejeitos. GRAU: Doutor ANO: 2000 É concedida à Universidade de Brasília a permissão para reproduzir cópias desta tese de doutorado e para emprestar ou vender tais cópias somente para propósitos acadêmicos e científicos. O autor reserva outros direitos de publicação e nenhuma parte desta tese de doutorado pode ser reproduzida sem a autorização por escrito do autor.

________________________________________

Luís Fernando Martins Ribeiro

Rua João Pinheiro, 23/401 – Jardim Glória

36.015-040 - Juiz de Fora – MG - Brasil

Tel. (32) 3212-5850

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DEDICATÓRIA

“E é sempre melhor o impreciso que embala que o certo que basta,

Porque o que basta acaba onde basta, e onde acaba não basta,

E nada que se pareça com isto devia ser o sentido da vida...”

ao meu pai José Raphael

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AGRADECIMENTOS

Ao Prof. André Assis pela excelente orientação e importantes discussões durante todo este trabalho, em particular pelo seu apoio e incentivo, mas acima de tudo pela grande amizade. Aos professores do Programa de Pós-Graduação em Geotecnia da UnB pelos conhecimentos transmitidos, especialmente os professores Ennio Palmeira, Eraldo Pastore e José Henrique Feitosa Pereira pelas importantes discussões e amizade. Ao Prof. Petry pela importante convivência, apoio, amizade e incentivos durante o período de permanência no IHE/Delft. Ao Prof. Klaasssen (IHE/Delft) e Prof. Lubking (GeoDelft) pela importante contribuição durante a fase de desenvolvimento desta pesquisa na Holanda. À Profa. Sara Lenharo e Profa. Edi Guimarães do Instituto de Geociências da UnB pelo apoio e orientação na fase de preparação e realização dos ensaios de difratometria. Aos professores e funcionários do IHE/Delft pela importante acolhida, apoio e suporte técnico durante a fase de realização desta pesquisa na Holanda. Aos professores, pesquisadores e técnicos do GeoDelft pelo apoio técnico e científico e de forma especial ao Prof. de Groot pelas valiosas discussões e incentivos. Aos técnicos do Laboratório de Geotecnia da UnB pelo apoio nos ensaios realizados e de forma especial o estagiário Paulo pela importante ajuda nos ensaios no ESDH. Ao Departamento de Engenharia Civil da Escola de Minas da UFOP pelo apoio, compreensão e incentivo durante a realização deste doutorado, principalmente aos professores da Área de Geotecnia. À CAPES e IEL/MG pelo suporte financeiro. À SAMITRI, S.A. Mineração da Trindade, pelo apoio no envio de material para realização dos ensaios, principalmente pelo constante interesse e suporte nos estudos desenvolvidos na área de rejeitos e também pelo suporte financeiro. Ao CME/UnB pelo apoio técnico na construção dos diversos componentes e acessórios do ESDH e de forma especial ao Sr. José Gonçalves pelas idéias, projetos e pela grande amizade. Aos manos da Colina Adilson, Ângelo, Evaldo e Nélvio pela importante convivência e amizade. Ao grande amigo Rideci pelo importante suporte na fase de montagem e ajustes do ESDH. Ao André Brasil e Terezinha pelas importantes conversas e discussões no importante universo do comportamento dos rejeitos.

v

À grande amiga Marilene pela dedicada amizade e principalmente por representar um forte exemplo de dedicação e competência, mostrando que a persistência é o grande caminho para se atingir importantes objetivos. Aos amigos Graça e Maurício, os fiéis companheiros do doutorado, pelo apoio, incentivo e amizade durante as várias etapas desta tese. À Neusa e Lilian, pelo importante apoio nas fases mais difíceis deste trabalho, mas principalmente pelas longas conversas e excelente amizade. Ao grande amigo Haroldo não só pelos grandes momentos de descontração e viagens, mas principalmente por mostrar a simplicidade de uma grande amizade. Aos amigos Hans, Birgit e Malaika, minha a verdadeira “Dutch Family”, pela amizade, disponibilidade e carinho. Aos amigos da Geotecnia, Alcino, Alessandra, Álvaro, Ana Cristina, André Fahel, Carlos Alberto, Cláudia, Cynthia, Edison, Gilson, Janaina, Kátia, Luciana, Manoel, Marisaides, Nelson, Paola, Paulo, Roberto, Rômulo, Silvana, Silvrano por tornarem Brasília mais divertida, mais amiga e porque não, diferente... Aos pseudo-holandeses, Bilale, Diana, Juliano, Karki, Laurence, Pablo, Ravi e Oscar pela importante convivência e amizade durante o período de estudo no IHE/Delft. À Graciela pelo apoio e presença constante principalmente durante a fase final desta tese. Um agradecimento especial a todo este carinho e compreensão que me incentivou e me tornou muito mais feliz. E finalmente, um agradecimento especial aos meus pais pelo amor, carinho e dedicação em todos os momentos da minha vida.

vi

RESUMO As barragens de rejeito alteadas pelo método de montante e construídas com a técnica de

aterro hidráulico apresentam sérios problemas relacionados aos aspectos construtivos e de

segurança, pois existem poucas especificações técnicas relacionadas a este tipo de

estrutura. O material é lançado de forma quase aleatória sem o controle das variáveis que

influenciam no processo de deposição. Neste contexto, propõe-se um estudo a partir da

simulação em laboratório das variáveis que influenciam o processo de deposição hidráulica

tais como vazão e concentração. O objetivo principal desta tese é analisar a influência

destas variáveis na formação dos aterros hidráulicos, avaliando, principalmente, a

geometria do talude do depósito e os valores da densidade “in situ”, densidade real dos

grãos, porosidade, etc. O estudo proposto tem como base a utilização de um Equipamento

de Simulação de Deposição Hidráulica (ESDH), desenvolvido dentro desta tese, visando

simular o processo de formação das barragens de rejeito construídas com a técnica de

aterro hidráulico. Este equipamento permite o controle das variáveis que afetam a

deposição hidráulica como a vazão e a concentração da lama. São apresentados os detalhes

do equipamento de Simulação de Deposição Hidráulica e também os resultados obtidos a

partir das simulações realizadas no ESDH com o rejeito de minério de ferro da Mina de

Morro Agudo (SAMITRI). De uma maneira geral a vazão e a concentração tendem a afetar

o comportamento do aterro, alterando principalmente a geometria do depósito e sua

densidade “in situ”. Maiores valores de concentração e menores valores de vazão geram

aterros mais inclinados. Devido a presença de minerais de ferro, o processo de segregação

hidráulica foi controlado pelo peso das partículas. Fica evidente que próximo ao ponto de

descarga, o depósito fica mais denso, com baixa porosidade e maior concentração de

partículas mais pesadas. A partir daí, a densidade “in situ” decresce e a porosidade cresce

assintoticamente ao longo do talude depositado. Adicionalmente, foi desenvolvido um

modelo matemático preliminar visando obter o perfil de segregação causado pelo

transporte de sedimentos, considerando principalmente a presença de dois tipos diferentes

de sedimentos, ou seja com diferentes densidades dos grãos.

vii

ABSTRACT

Tailings dams built by the upstream method using hydraulic fill techniques present some

deficiencies related to construction and safety aspects. These deficiencies are, mainly,

related to the lack of technical variable control linked to this type of structures. In general,

the material is placed randomly without control of the variables that affect the depositional

process. In this context, it is proposed a study based on laboratory simulation of the

variables that affect in the hydraulic deposition process such as flow rate and slurry

concentration. The main objective of this thesis is to analyse the influence of these

variables during the hydraulic fill formation, evaluating, mainly, the slope configuration,

“in situ” densities, specific gravity, porosity etc. The proposed study is based on the

Hydraulic Deposition Simulation Test (HDST), developed as part of this thesis, aiming to

simulate tailings dam construction using hydraulic fill techniques. This equipment allows

the control of hydraulic parameters (flow rate and slurry concentration), in order to

simulate the hydraulic fill formation. Details of the HDST equipment and the main results

obtained from these simulations using the Morro Agudo Mine (SAMITRI) iron wastes are

presented. In general, the flow rate and slurry concentration tends to affect the deposit

behaviour, mainly the slope configuration and its respective “in situ” density. High slurry

concentrations and small flow rates generate steeper slopes. The hydraulic segregation

process was controlled by particle weights due to the iron particles present in the waste. It

is clear that near to the discharge point, the deposit is denser, with low porosity due to high

concentration of heavy particles. From this point on, “in situ” density decreases and the

porosity increase asymptotically along the deposit. Additionally, a preliminary

mathematical model was developed in order to evaluate the segregation profile in function

of the sediment transport mechanism, considering different types of sediments, in other

words, sediments with different specific gravity.

viii

ÍNDICE

CAPÍTULO PÁGINA 1.INTRODUÇÃO............................................................................................................... 1 1.1.CONTEXTO GERAL.................................................................................................. 1 1.2. OBJETIVOS................................................................................................................ 5 1.3. ESCOPO DA TESE.................................................................................................... 6 2. ATERROS HIDRÁULICOS.......................................................................................... 9 2.1. INTRODUÇÃO........................................................................................................... 9 2.2. PRIMEIRAS BARRAGENS DE ATERRO HIDRÁULICO..................................... 10 2.3. EXPERIÊNCIA SOVIÉTICA..................................................................................... 13 2.4. BARRAGENS BRASILEIRAS CONSTRUÍDAS COM A TÉCNICA DE ATERRO HIDRÁULICO..................................................................................................

18

2.5. MECANISMO DO PROCESSO DE DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA......................... 20 2.5.1. Seqüência de formação de camadas em função da velocidade de fluxo.................. 22 2.5.2. Processo de formação das praias de aterro hidráulico.............................................. 25 2.6. CARACTERÍSTICAS DOS ATERROS HIDRÁULICOS........................................ 27 2.6.1. Segregação................................................................................................................ 27 2.6.2. Densidade................................................................................................................. 29 2.6.3. Geometria................................................................................................................. 32 2.7. CARACTERIZAÇÃO GEOTÉCNICA DOS ATERROS HIDRÁULICOS.............. 42 2.8. ATERROS HIDRÁULICOS APLICADOS A BARRAGENS DE REJEITOS......... 47 3. SIMULAÇÕES FÍSICAS DO PROCESSO DE DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA........... 53 3.1. INTRODUÇÃO........................................................................................................... 53 3.2. CARATERÍSTICAS DOS ENSAIOS DE SIMULAÇÃO FÍSICA............................ 54 3.3. CARACTERÍSTICAS DOS DIFERENTES ENSAIOS DE SIMULAÇÃO DE DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA REPORTADOS NA LITERATURA................................

55

3.3.1. Ensaio de simulação do aterro da barragem de Porto Primavera............................. 55 3.3.2. Ensaio de Lakefield (Canadá).................................................................................. 58 3.3.3. Ensaios realizados na África do Sul......................................................................... 59 3.3.4. Ensaios realizados no US Bureau of Mines............................................................ 60 3.3.5. Ensaios realizados em Delft, Holanda...................................................................... 60

ix

3.3.6. Equipamento da Universidade de Queensland, Austrália........................................ 64 3.3.7. Equipamento do Departamento de Química da Universidade de Alberta, Canadá.. 67 3.3.8. Equipamento do Departamento de Engenharia Civil da Universidade de Alberta, Canadá................................................................................................................................

69

3.4. COMPARAÇÃO ENTRE OS VÁRIOS ENSAIOS DE SIMULAÇÃO DE DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA............................................................................................

80

4. CARACTERÍSTICAS BÁSICAS DOS MODELOS REDUZIDOS............................. 85 4.1. INTRODUÇÃO........................................................................................................... 85 4.2. TEORIA DA SEMELHANÇA E ANÁLISE DAS CONDIÇÕES DE SEMELHANÇA.................................................................................................................

86

4.3. TEORIA DOS MODELOS......................................................................................... 88 4.4. DETERMINAÇÃO DA ESCALA DE UM MODELO.............................................. 90 4.4.1 Forças de gravidade................................................................................................... 91 4.4.2 Forças de viscosidade................................................................................................ 96 4.5. PROBLEMAS DE ESCALA...................................................................................... 97 4.6. MODELOS APLICADOS AO TRANSPORTE DE SEDIMENTOS EM RIOS....... 99 4.7. PROCESSO DE SEMELHANÇA.............................................................................. 103 5. EQUIPAMENTO DE SIMULAÇÃO DE DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA (ESDH)...... 108 5.1. INTRODUÇÃO........................................................................................................... 108 5.2. CARACTERÍSTICAS DO ESTUDO EXPERIMENTAL......................................... 110 5.3. DESCRIÇÃO DO EQUIPAMENTO SIMULAÇÃO DE DEPOSIÇÃO HIDRAULICA (ESDH).....................................................................................................

113

5.3.1. Canal de deposição................................................................................................. 114 5.3.2. Sistema de alimentação............................................................................................ 115 5.3.3. Sistema de descarga.................................................................................................. 118 5.3.4. Sistema de drenagem................................................................................................ 119 5.4. ARRANJO GERAL DO EQUIPAMENTO................................................................ 120 5.5. METODOLOGIA DO ENSAIO................................................................................. 121 6. PROGRAMA EXPERIMENTAL.................................................................................. 129 6.1. INTRODUÇÃO........................................................................................................... 129 6.2. CARACTERIZAÇÃO DO REJEITO DA MINA DE MORRO AGUDO................. 130 6.3. ENSAIOS REALIZADOS NO ESDH........................................................................ 138 6.3.1. Densidade................................................................................................................. 139 6.3.2. Segregação hidráulica............................................................................................... 139 6.3.3. Massa específica dos grãos....................................................................................... 143

x

6.3.4. Geometria................................................................................................................. 144 7. MODELO MATEMÁTICO........................................................................................... 146 7.1. INTRODUÇÃO........................................................................................................... 146 7.2. CARACTERÍSTICAS DOS MODELOS MATEMÁTICOS..................................... 147 7.3. CARACTERIZAÇÃO DO ESTUDO DO PROCESSO DE FORMAÇÃO DOS ATERROS HIDRÁULICOS..............................................................................................

150

7.3.1. Análise da velocidade de queda da partícula............................................................ 152 7.3.2. Arraste de fundo....................................................................................................... 158 8. ANÁLISE DOS RESULTADOS................................................................................... 171 8.1. INTRODUÇÃO........................................................................................................... 171 8.2. DESCRIÇÃO DO FLUXO......................................................................................... 173 8.3. GEOMETRIA............................................................................................................. 179 8.3.1. Perfil típico (MELENT’EV, 1973).......................................................................... 184 8.4. SEGREGAÇÃO HIDRÁULICA................................................................................ 186 8.5. DENSIDADE.............................................................................................................. 202 8.6. COMPARAÇÕES COM ALGUNS RESULTADOS DE CAMPO.......................... 208 9.CONCLUSÕES............................................................................................................... 212 9.1. CONCLUSÕES GERAIS........................................................................................... 212 9.2. SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS......................................................... 217 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS............................................................................... 220 A. DADOS DOS ENSAIOS DE SIMULAÇÃO DE DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA........ 229

xi

LISTA DE FIGURAS

FIGURA PÁGINA

2.1 - Seção típica da barragem de Fort Peck (modificado - HSU, 1988)...................... 12 2.2 - Grupos de materiais de empréstimo de acordo com a norma SNIP-II-53-73

(modificado – MORETTI & CRUZ, 1996)...........................................................

14 2.3 - Seção típica de uma barragem heterogênea (modificado - KUPPER, 1991)........ 15 2.4 - Seção típica de uma barragem homogênea (modificado - KUPPER, 1991)......... 16 2.5 - Seção típica de uma barragem mista (modificado - KUPPER, 1991)................... 16 2.6 - Gráfico de Hjulstrom mostrando a variação da velocidade crítica em função do

tamanho das partículas (HJULSTROM, 1935)...............................................

21 2.7 - Gráfico esquemático da velocidade de sedimentação em relação ao diâmetro do

sedimento (modificado – SELLEY, 1988)............................................................

22 2.8 - Seqüência de formação de camadas em função da velocidade de fluxo

(SUGUIO & BIGARELLA, 1990)........................................................................

23 2.9 - Formação de terraços em uma praia de aterro hidráulico (modificado -

WINTERWERP et al., 1992)................................................................................

26 2.10 - Método de descarga: a) por ponto único b) em linha........................................... 28 2.11 - Esquema geométrico da praia de aterro hidráulico............................................... 33 2.12 - Efeitos da vazão de descarga sobre a inclinação da praia de aterro hidráulico no

campo (modificado – KÜPPER, 1991).................................................................

34 2.13 - Efeitos da concentração da lama sobre a inclinação da praia de aterro

hidráulico no campo (modificado - KÜPPER, 1991)............................................

35 2.14 - Relação entre inclinação do talude e vazão para três diferentes tamanhos de

sedimentos (modificado - HOOKE & ROHRER,1979)........................................

35 2.15 - Esquema do perfil típico associado às praias de aterros hidráulicos (modificado

- MORRIS & WILLIAMS, 1996)........................................................................

38 2.16 - Comparação entre o perfil típico de Melent’ev a partir de simulações no campo

e laboratório: a) material total; b) material fino; c) material grosso (modificado – BLIGHT, 1994).................................................................................................. 40

2.17 - Correlações entre o ângulo de atrito e a densidade relativa para solos granulares (modificado – SCHMERTMAN, 1978)................................................................

45

2.18 - Métodos Construtivos de Barragens de Rejeito.................................................... 48

3.1 - Arranjo físico do equipamento utilizado por FERREIRA et al. (1980)................ 56 3.2 - Esquema do equipamento desenvolvido em Delft, Holanda (modificado - DE

GROOT et al., 1988).............................................................................................

62

xii

3.3 - Variação da concentração ao longo da profundidade de fluxo (modificado - WINTERWERP et al., 1990)................................................................................

64

3.4 - Esquema simplificado do equipamento de simulação desenvolvido na Univ. de Queensland (modificado – MORRIS & WILLIAMS, 1996)................................

65

3.5 - Perfis de uma praia de rejeito de carvão obtidos a partir de simulações em laboratório (modificado – FOURIE, 1988)...........................................................

67

3.6 - Visão geral do perfil obtido em ensaios de simulação no Dep. Química da Univ. Alberta (modificado - FAN & MASLIYAH, 1990)....................................

69

3.7 - Visão geral do equipamento de simulação desenvolvido por KÜPPER (1991) na Universidade de Alberta...................................................................................

71

3.8 - Variação do talude global com a concentração para simulações em laboratório do rejeito da Mina de Syncrude (KÜPPER, 1991)................................................

73

3.9 - Variação do talude global com a vazão para simulações em laboratório do rejeito da Mina de Syncrude (KÜPPER, 1991).....................................................

74

3.10 - Variação da massa específica seca com a concentração para o rejeito da Mina de Syncrude (modificado – KÜPPER, 1991)........................................................

74

3.11 - Variação da massa específica seca com a vazão de descarga para o rejeito da Mina de Syncrude (modificado – KÜPPER, 1991)...............................................

75

3.12 - Variação da massa específica seca com a distância ao ponto de descarga para vários ensaios de campo (modificado KÜPPER, 1991)........................................

78

3.13 - Efeitos da concentração da lama na massa específica seca média no campo (modificado – KÜPPER, 1991).............................................................................

79

3.14 - Efeitos na inclinação média no campo em função da concentração e do diâmetro médio (modificado – KÜPPER, 1991).............................................................

79

3.15 - Variação do talude da praia com a concentração para os vários ensaios de simulação em laboratório (modificado – KÜPPER, 1991)...................................

82

3.16 - Variação do talude da praia com a vazão para os vários ensaios de simulação em laboratório (modificado – KÜPPER, 1991)....................................................

83

3.17 - Variação da densidade do aterro em função da concentração da lama e da vazão de descarga (modificado - KÜPPER, 1991)..........................................................

84

5.1 - Esquema do Equipamento de Simulação de Deposição Hidráulica (ESDH)........ 113 5.2 - Detalhe do processo de deposição da camada de revestimento do fundo do

canal.......................................................................................................................

115 5.3 - Detalhe dos reservatórios e sistema de recirculação............................................. 116 5.4 - Detalhe do sistema de mistura............................................................................... 117 5.5 - Detalhe do Controlador de Fluxo.......................................................................... 119 5.6 - Visão geral do equipamento ESDH....................................................................... 121 5.7 - Esquema de deposição da extremidade final do depósito..................................... 126 5.8 - Detalhe do equipamento desenvolvido para avaliação do perfil do depósito....... 127

xiii

6.1 - Localização da Mina de Morro Agudo.................................................................. 132 6.2 - Pilha de rejeito do Monjolo (modificado - GEOCONSULTORIA, 1996)........... 133 6.3 - Curva granulométrica típica do rejeito de Morro Agudo...................................... 133 6.4 - Difratometria de Raio X realizada na Amostra 1.................................................. 136 6.5 - Difratometria de Raio X realizada na Amostra 2.................................................. 136 6.6 - Difratometria de Raio X realizada na Amostra 3.................................................. 136 6.7 - Microscopia ótica realizada no rejeito de Morro Agudo (ESPÓSITO, 2000)...... 137 6.8 - Curva granulométrica típica dos diferentes tipos de partículas do rejeito de

Morro Agudo ........................................................................................................

137

7.1 - Esquema das camadas (modificado – SLLOFF, 1993)......................................... 150 7.2 - Esquema simplificado do processo de deposição (fase de equilíbrio).................. 152 7.3 - Esquema de forças para determinação da velocidade de queda............................ 153 7.4 - Esquema do processo de movimentação da partícula no momento da descarga

no ESDH................................................................................................................

156

7.5 - Trajetória aproximada da partícula em função da profundidade de fluxo: a) quartzo e velocidade de fluxo de 0,052 m/s; b) quartzo e velocidade de fluxo de 0,208 m/s; c) ferro e velocidade de fluxo de 0,052 m/s; d) ferro e velocidade de fluxo de 0,208 m/s.................................................................................................

157

7.6 - Distâncias de deposição em função do diâmetro do sedimento em relação ao ponto de descarga para velocidade de fluxo: a) velocidade de fluxo de 0,052 m/s e b) velocidade de fluxo de 0,208 m/s............................................................ 157

7.7 - Elemento unitário usado para definir a equação da continuidade para um fluxo horizontal...............................................................................................................

160

7.8 - Perfil básico da camada efetiva............................................................................. 162 7.9 - Esquema de alteração da camada efetiva.............................................................. 163

7.10 - Variação da composição do depósito em função da cota do topo da camada de intercâmbio considerando quartzo como um sedimento único.............................

167

7.11 - Variação da composição do depósito em função do tempo considerando o quartzo como um sedimento único........................................................................

167

7.12 - Variação da composição do depósito para os três tipos de sedimentos em função da cota do topo da camada de intercâmbio................................................

168

7.13 - Variação da composição do depósito para os três tipos de sedimentos em função do tempo....................................................................................................

169

8.1 - Padrão de fluxo na superfície do aterro, mostrando os pequenos canais ao

longo da superfície das ilhas e barreiras formadas em função da velocidade de fluxo....................................................................................................................... 174

8.2 - Estratificações compostas por bandas de ferro e quartzo intercaladas..................

175 8.3 - Estratificações presentes na praia de rejeito no campo......................................... 176

xiv

8.4 - Bandas de material fino intercaladas com ferro e quartzo no campo.................... 177 8.5 - Evolução do processo de deposição e a variação do nível d’água na

extremidade final do depósito...............................................................................

177 8.6 - Detalhe da região correspondente à deposição subaquática.................................. 178 8.7 - Perfis obtidos para Q=5 l/min e concentrações entre 5 e 20%.............................. 179 8.8 - Perfis obtidos para Q=10 l/min e concentrações entre 5 e 20%............................ 179 8.9 - Perfis obtidos para Q=20 l/min e concentrações entre 5 e 20%............................ 180

8.10 - Perfis obtidos para c=8% e vazões entre 5 e 20 l/min........................................... 180 8.11 - Perfis obtidos para c=14% e vazões entre 5 e 20 l/min......................................... 180 8.12 - Perfis obtidos para c=20% e vazões entre 5 e 20 l/min......................................... 181 8.13 – Variação da inclinação global do depósito com a concentração........................... 182 8.14 - Variação da inclinação global do depósito com a vazão....................................... 182 8.15 - Variação da inclinação global com a concentração para os diferentes ensaios de

simulação de deposição hidráulica........................................................................

183

8.16 - Variação da inclinação global com a vazão para os diferentes ensaios de simulação de deposição hidráulica........................................................................

184

8.17 - Variação dos parâmetros n e b com a concentração da lama................................ 183 8.18 - Concavidade dos perfis obtidos nas simulações no ESDH para Q= 5l/min e

c=14%....................................................................................................................

186 8.19 - Variação das características granulométricas com a distância do ponto de

descarga para uma vazão de aproximadamente 5 l/min........................................


descarga para uma vazão de aproximadamente 10 l/min......................................


descarga para uma vazão de aproximadamente 20 l/min......................................


descarga para uma concentração de aproximadamente 8%..................................


descarga para uma concentração de aproximadamente 14%................................


descarga para uma concentração de aproximadamente 20%................................

194 8.25 - Variação de Gs para Q=5 l/min e concentrações entre 5 e 20%........................... 196 8.26 - Variação de Gs para Q=10 l/min e concentrações entre 5 e 20%......................... 196 8.27 - Variação de Gs para Q=20 l/min e concentrações entre 5 e 20%......................... 197 8.28 - Variação de Gs para c=8% e vazões entre 5 e 20 l/min........................................ 197 8.29 - Variação de Gs para c=14% e vazões entre 5 e 20 l/min...................................... 197 8.30 - Variação de Gs para c=20% e vazões entre 5 e 20 l/min...................................... 198 8.31 - Variação do teor de ferro para Q=5 l/min e concentrações entre 5 e 20%............ 200 8.32 - Variação do teor de ferro para Q=10 l/min e concentrações entre 5 e 20%.......... 200

xv

8.33 - Variação do teor de ferro para Q=20 l/min e concentrações entre 5 e 20%.......... 201 8.34 - Variação do teor de ferro para c= 8% e vazões entre 5 e 20 l/min........................ 201 8.35 - Variação do teor de ferro para c=14% e vazões entre 5 e 20 l/min....................... 201 8.36 - Variação do teor de ferro para c=20% e vazões entre 5 e 20 l/min....................... 202 8.37 - Variação de ρd para Q=5 l/min e concentrações entre 5 e 20%............................ 203 8.38 - Variação de ρd para Q=10 l/min e concentrações entre 5 e 20%.......................... 203

8.39 - Variação de ρd para Q=20 l/min e concentrações entre 5 e 20%.......................... 204 8.40 - Variação de ρd para c=8% e vazões entre 5 e 20 l/min......................................... 204 8.41 - Variação de ρd para c=14% e vazões entre 5 e 20 l/min........................................ 204

8.42 - Variação de ρd para c=20% e vazões entre 5 e 20 l/min...................................... 205

8.43 - Variação da porosidade para Q=5 l/min e concentrações entre 5 e 20%.............. 206 8.44 - Variação da porosidade para Q=10 l/min e concentrações entre 5 e 20%............ 206 8.45 - Variação da porosidade para Q=20 l/min e concentrações entre 5 e 20%............ 206 8.46 - Variação da porosidade para c=8% e vazões entre 5 e 20 l/min........................... 207 8.47 - Variação da porosidade para c=14% e vazões entre 5 e 20 l/min......................... 207 8.48 - Variação da porosidade para c=20% e vazões entre 5 e 20 l/min......................... 207 8.49 - Variação da densidade dos grãos e do teor de ferro ao longo depósito no campo

(modificado – ESPÓSITO, 2000)..........................................................................

209 8.50 - Variação da porosidade ao longo do depósito no campo (modificado –

ESPÓSITO, 2000).................................................................................................

210 8.51 - Comparação entre os valores de ρd obtidos na Pilha do Monjolo em 07/99 e os

valores obtidos nas simulações em laboratório.....................................................

210

A.1 - Curvas granulométricas dos pontos amostrados ao longo do depósito para o

ensaio MA-1..........................................................................................................

230 A.2 - Curvas granulométricas dos pontos amostrados ao longo do depósito para o

ensaio MA-2..........................................................................................................


ensaio MA-3..........................................................................................................


ensaio MA-4..........................................................................................................


ensaio MA-5..........................................................................................................


ensaio MA-6..........................................................................................................


ensaio MA-7..........................................................................................................


ensaio MA-8..........................................................................................................

232

xvi

A.9 - Curvas granulométricas dos pontos amostrados ao longo do depósito para o ensaio MA-9..........................................................................................................

232

A.10 - Perfil do depósito obtido no ensaio MA-1............................................................ 233 A.11 - Perfil do depósito obtido no ensaio MA-2............................................................ 233 A.12 - Perfil do depósito obtido no ensaio MA-3............................................................ 233 A.13 - Perfil do depósito obtido no ensaio MA-4............................................................ 234 A.14 - Perfil do depósito obtido no ensaio MA-5............................................................ 234 A.15 - Perfil do depósito obtido no ensaio MA-6............................................................ 234 A.16 - Perfil do depósito obtido no ensaio MA-7............................................................ 235 A.17 - Perfil do depósito obtido no ensaio MA-8............................................................ 235 A.18 - Perfil do depósito obtido no ensaio MA-9............................................................ 235

xvii

LISTA DE TABELAS

TABELA PÁGINA

2.1 - Aterros hidráulicos no Brasil construídos pela Light & Power Co. (modificado - NEGRO JR. et al., 1979).....................................................................................

19

3.1 - Dimensões e arranjo dos equipamentos de simulação e o programa de ensaios

realizados em Delft, Holanda (modificado - WINTERWERP et al., 1990)..........

61 3.2 - Parâmetros médios das areias usados nos ensaios de simulação em laboratório

(modificado – KÜPPER, 1991).............................................................................

70 3.3 - Diferentes tipos de ensaio de simulação deposição hidráulica.............................. 81

4.1 - Critérios para fluxos turbulentos e rugosos (modificado – SHARP, 1981).......... 100

6.1 - Características do rejeito da Mina de Morro Agudo............................................. 134 6.2 - Resumo dos ensaios............................................................................................... 138 6.3 - Ensaios de densidade............................................................................................. 140 6.4 - Granulometria........................................................................................................ 142 6.5 - Ensaios de determinação da massa específica dos grãos....................................... 144 6.6 - Geometria do depósito no ESDH.......................................................................... 145

8.1 - Valores de n e b relacionados à caracterização do perfil mestre........................... 185

xviii

LISTA DE ABREVIAÇÕES, NOMENCLATURAS E SÍMBOLOS

SÍMBOLO

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

Al2O3 Alumina

b Parâmetro admensional da equação de SMITH et al. (1986)

c Concentração

cm Centímetro

C Coeficiente de Chézy

Cd Coeficiente de atrito

CME Centro de manutenção de Equipamento Científicos

d Diâmetro do sedimento

D10 Diâmetro efetivo

D50 Diâmetro médio dos sedimentos

D90 Diâmetro correspondente a 90%

ESDH Ensaio de Simulação de Deposição Hidráulica

Fe Ferro

FeO Óxido de Ferro

Fw Força de atrito

g Aceleração da gravidade g Grama

GS Densidade das partículas sólidas

i Inclinação do talude de deposição (%) I Inclinação do gradiente de energia (%)

Im Inclinação média do talude de deposição (%) ICOLD Comitê Internacional de Grandes Barragens

IHE International Institute for Infrastructural, Hydraulic and Environment

h Profundidade média da água (m) H altura do depósito (m) k Rugosidade equivalente

kg Quilograma

kN QuiloNewton

xix

kPa QuiloPascal

l Litro

m Metro

min Minuto

mm Milimetro

MA Morro Agudo

Mi Massa que entra no elemento

Mo Massa que sai do elemento

n Porosidade

n Coeficiente de Manning

NA Nível d’água

NBR Norma Brasileira

p1δ Porcentagem de sedimento 1 (quartzo) na camada de intercâmbio

p2δ Porcentagem de sedimento 2 (ferro) na camada de intercâmbio

q Vazão especifica

Q Vazão total

Qf Vazão de fluido

Qs Vazão de sedimentos

R Raio hidráulico

s Segundo

S Volume de sedimento transportado por metro de canal Si Volume de sedimento que entra no canal

S1i Volume de sedimento 1 (quartzo) que entra no canal

S2i Volume de sedimento 2 (ferro) que entra no canal

S3i Volume de sedimento 3 (quartzo/ferro) que entra no canal

So Volume de sedimento que sai do canal

S1o Volume de sedimento 1 (quartzo) que sai do canal

S2o Volume de sedimento 2 (ferro) que sai do canal

S3o Volume de sedimento 3 (quartzo/ferro) que entra no canal

SAMITRI S. A. Mineração da Trindade

SiO2 Silica

t Coordenada do tempo t Tonelada u Velocidade de fluxo u Velocidade média de fluxo

xx

UFOP Universidade Federal de Ouro Preto

UnB Universidade de Brasília

v* Velocidade de cisalhamento

x Coordenada na direção de fluxo ws velocidade de queda do sedimento

ws,m velocidade de queda do sedimento corrigida

W Peso

Ws Peso de sedimentos

Wt Peso total

zb Nível da camada acima da uma superfície de referência

z0 Nível da camada estacionária

δ Espessura da camada de intercâmbio

δeff Espessura da camada efetiva

ν Viscosidade cinemática

ρd Massa específica seca

ρf Massa específica do fluido

ρs Massa específica das partículas sólidas

ρt Massa específica total

ω Teor de umidade

xxi

CAPÍTULO 1

INTRODUÇÃO 1.1. CONTEXTO GERAL

As barragens de rejeito projetadas com a técnica de aterros hidráulicos apresentam grandes

problemas relacionados aos aspectos construtivos e de segurança, pois existem poucas

especificações técnicas relacionadas a este tipo de estrutura. De uma maneira geral, o

material é lançado de forma quase aleatória não sendo estabelecido nenhum controle das

variáveis que influenciam o processo de deposição. O conhecimento dos mecanismos de

deposição hidráulica resultaria num maior entendimento do comportamento destes aterros

sob o ponto de vista geotécnico, e desta forma poder-se-ia controlar a qualidade do

processo construtivo, mesmo que durante a construção as variáveis de descarga e

lançamento fossem alteradas.

Neste contexto, existe uma necessidade de analisar o comportamento geotécnico destas

estruturas durante as fases de projeto e de construção. Mas, devido a variabilidade

construtiva destas estruturas, existem ainda muitos problemas relacionados a previsão de

seu desempenho e segurança. O histórico das barragens construídas com a técnica de

aterros hidráulicos tem revelado muitos insucessos com relação ao desempenho e

estabilidade deste tipo de estrutura.

De uma maneira geral, os problemas estão associados às características dos projetos e a

falta de controle da metodologia construtiva. Estes problemas foram tão importantes,

gerando inúmeras rupturas, que culminaram no abandono da técnica do aterro hidráulico

no mundo ocidental, principalmente aplicada à construção de barragens de acumulação de

água. Contudo, a técnica de aterro hidráulico por pressões econômicas e de ordem prática

se manteve aplicada à disposição de rejeitos, mas com um controle construtivo bastante

precário.

1

É importante notar que juntamente com a perda da eficiência e a detecção do baixo

controle geotécnico dos aterros hidráulicos, o desenvolvimento das técnicas de

compactação contribuíram fortemente para a marginalização desta metodologia. Todo o

respaldo tecnológico e controle construtivo deram suporte a técnica de aterros

compactados em detrimento à aleatória tecnologia da hidromecanização.

Parece estranho imaginar que uma tecnologia tão antiga, pudesse de uma forma imediata

ser esquecida e considerada como responsável por todos os problemas de ruptura.

Observa-se que durante anos o processo de hidromecanização foi utilizado na construção

de diques, desvios de rios, barragens de contenção de cheias e era a única forma

econômica e viável de construir estas estruturas. É claro que o desenvolvimento da ciência

revelou incertezas e problemas que o empirismo ou a própria experiência não puderam

responder. No entanto não se pensou em desenvolver, naquela época, técnicas de projeto e

metodologias construtivas que minimizassem os riscos de rupturas, e assim a técnica de

aterro hidráulico foi abandonada.

Pelo acompanhamento histórico sobre o desenvolvimento da técnica de aterros hidráulicos,

sabe-se que a ruptura da Barragem de Fort Peck nos Estados Unidos pôs fim à tecnologia

de aterros hidráulicos no mundo ocidental, fazendo com que o termo aterro hidráulico

fosse sempre associado à liquefação. Contudo, o problema não era da técnica de aterros

hidráulicos mas relacionado à inobservância de normas de controle construtivos já

impostas (HAZEN, 1920) e que não eram seguidas, como foi o caso de Fort Peck.

Preconceito ou precaução, mas a realidade dos aterros hidráulicos após a ruptura de Fort

Peck não foi muito boa, existindo poucas estruturas desta natureza construídas a partir da

década de 40. Algumas restrições impostas por JUSTIN et al. (1945) com relação a

acidentes e rupturas envolvendo aterros hidráulicos mudaram o cenário desta tecnologia e

durante anos pouco se contribuiu no aprimoramento da técnica de aterros hidráulicos. As

contribuições obtidas no 14th Congresso Internacional de Grandes Barragens em 1982 são

um reflexo desta postura na prática ocidental, poucos trabalhos e projetos foram

relacionados à técnica construtiva de aterro hidráulico (PENMAN, 1982 e

D’ANGREMOND et al., 1982).

Entretanto, os soviéticos se mostraram como grandes incentivadores da implementação e

2

manutenção da técnica de aterros hidráulicos, a partir de 1936. Inicialmente os soviéticos

adotaram o modelo americano, mas a partir de 1945 o processo foi gradualmente

aprimorado com tecnologias e experiências próprias, sendo construídas mais de cem

barragens. BOROVOI et al. (1982) apresentaram a visão do Comitê Nacional de Grandes

Barragens da Rússia e demais repúblicas soviéticas e mostraram que o método de aterro

hidráulico era bastante comum na União Soviética.

Na prática soviética as recomendações propostas por HAZEN (1920) foram seguidas e

mais tarde passaram a ser baseadas na própria experiência, adquirida com o emprego e

aprimoramento técnico. Baseados nestas experiências, MELENT’EV et al. (1973)

propuseram as primeiras recomendações de controle construtivo associadas às estruturas

de aterros hidráulicos. Estas normas, embora empíricas, já revelavam a importância da

caracterização correta do material empregado e das características do método de

lançamento.

No Brasil a hidromecanização representou um papel importante nas construção de

barragens entre 1906 e 1945, entretanto estas barragens apresentavam um baixo controle

geotécnico, sendo relatadas algumas rupturas relacionadas aos altos valores de índices de

vazios e às baixas densidades. De uma forma geral, os aterros brasileiros apresentaram

problemas na fase de projeto e durante a construção. A falta de controle do método de

lançamento foi também o principal responsável pelas dúvidas e incertezas do método no

Brasil, principalmente aplicado na construção de barragens para fins hidroelétricos.

Contudo, na década de 80, houve uma tentativa de resgate desta técnica pela viabilização

de um projeto pioneiro envolvendo a construção da Barragem de Porto Primavera, no Rio

Paraná. A tecnologia empregada seria de aterro hidráulico, usando a metodologia

construtiva baseada nas recomendações da técnica soviética. Embora tenha sido

comprovada a viabilidade e a vantagem econômica do método, optou-se pela utilização da

técnica de aterro compactado.

O que se observa é que, embora vista com restrições, a técnica de aterro hidráulico pode

ser considerada viável, principalmente se forem analisadas as características básicas dos

projetos, os materiais utilizados e principalmente a metodologia construtiva, isto é, o

método de lançamento. Pode-se perceber ainda a grande aplicabilidade deste tipo de

3

estrutura associada à disposição de rejeitos e às vantagens econômicas e técnicas que este

tipo de método apresenta.

Contudo, mesmo abandonada no contexto das barragens convencionais a técnica de aterro

hidráulico sobreviveu devido à sua aplicabilidade no processo de disposição de rejeitos. A

imposição de técnicas de baixos custo, as características dos rejeitos, as condições de

transporte, geralmente por via hidráulica, foram fundamentais na manutenção da técnica na

prática corrente da maioria das atividades de mineração.

Mas mesmo sendo uma técnica atrativa para as mineradoras, as barragens de rejeitos

construídas com a técnica de aterro hidráulico não apresentavam um controle técnico

rigoroso, possivelmente pelo descaso técnico que era associado a estas obras no passado.

Atualmente, pelas imposições dos órgãos ambientais e mesmo devido aos riscos

associados às obras envolvendo grandes volumes de rejeitos construídas recentemente, o

panorama geral de controle e segurança destes empreendimentos têm mudado. Muitos

estudos tem sido propostos desde a década de 70 atraindo pesquisadores como MITTAL &

MORGENSTERN (1975), KLOHN (1981), VICK (1983) e outros citados por

MORGENSTERN & KÜPPER (1988), buscando entender o comportamento dos aterros

hidráulicos e garantir a sua segurança. Estes estudos têm se baseado em metodologias de

construção adequadas revendo as causas das rupturas e avaliando os métodos construtivos

empregados.

Dentro desta característica o Comitê Internacional de Grandes Barragens (ICOLD, 1989)

tem destacado os riscos associados às barragens construídas no passado, principalmente

pelo método de montante em que o controle de qualidade bastante precário resultou em

numerosos processos de ruptura. Este mesmo tipo de experiência foi reportado por

VALENZUELA (1996) para as barragens de rejeito construídas no Chile e sujeitas a

condições sísmicas muito severas. A falta de controle técnico fez com que o método de

montante fosse eliminado da prática chilena e no Brasil este método tem sido

desaconselhado pela norma brasileira (ABNT, 1993).

Entretanto, o que se observa é que existe um a tendência de avaliar o comportamento dos

aterros hidráulicos, mas toda a possibilidade de aperfeiçoamento tecnológico esbarra nas

dificuldades associadas ao controle de qualidade e à complexidade dos métodos de

4

lançamento. Não se pode admitir que uma tecnologia tão importante seja desprezada pelas

dificuldades técnicas associadas ao método de aterro hidráulico e nem que os problemas

relacionados ao controle do método de lançamento interrompa ou simplesmente elimine

esta técnica. Sabe-se que existem muitas variáveis interferindo no processo de formação

destas estruturas, mas que o controle de campo e as simulações em laboratório tendem a

gerar dados capazes de melhorar a qualidade técnica dos aterros hidráulicos e no futuro

poderão possivelmente estabelecer uma metodologia construtiva viável e segura para os

aterros hidráulicos, principalmente quando aplicados às barragens de rejeitos.

1.2. OBJETIVOS

É com base no conceito apresentado anteriormente que se fundamenta este trabalho,

constituindo-se numa tentativa de resgate e melhoria da qualidade técnica dos aterros

hidráulicos. Assim, o objetivo básico desta tese é tentar entender o mecanismo de

deposição hidráulica baseado em simulações de laboratório que possam controlar e avaliar

os efeitos das variáveis de deposição hidráulica no comportamento global destas estrutura.

No laboratório as variáveis podem ser isoladas e simuladas de forma mais rápida e

econômica que no campo e os parâmetros obtidos podem ser utilizados na avaliação do

comportamento geotécnico destas estruturas.

Assim, a proposta deste trabalho consiste no desenvolvimento de um equipamento de

simulação em laboratório das características dos processos de deposição hidráulica visando

estudar o comportamento geotécnico destes depósitos. Este ensaio possibilita gerar

amostras representativas do processo de deposição hidráulica semelhante ao que ocorre no

campo e, desta forma, obter parâmetros geotécnicos mais realísticos deste tipo de estrutura.

Estes estudos visam o estabelecimento de técnicas construtivas adequadas à realidade

destes projetos, possibilitando estabelecer parâmetros de controle de qualidade da maioria

das estruturas envolvendo disposição de rejeitos em função das variáveis que afetam o

processo de deposição hidráulica, como a vazão e a concentração da lama.

É importante notar que esta pesquisa faz parte de intenso processo de investigação a

respeito do comportamento das barragens de rejeitos, visando aprimorar a sua qualidade

técnica, desenvolvido no âmbito do Programa de Pós-graduação em Geotecnia da

5

Universidade de Brasília. Outros estudos têm sido realizados no sentido de prever o

comportamento do material já depositado no campo, a partir do controle de qualidade

baseado em métodos estatísticos e probabilísticos relacionando porosidade e resistência

(ESPÓSITO, 2000). Considerando a variabilidade do processo de construção de barragens

de rejeitos, as análises estatísticas têm se revelado como uma ferramenta importante na

previsão do comportamento deste tipo de estrutura. Esta aplicabilidade tem sido estendida

para simulação da variabilidade da composição do rejeito, principalmente relacionada a

influência do teor de ferro no comportamento geotécnico das barragens (LOPES, 2000).

Também têm sido desenvolvidos estudos relacionados à geração de poro-pressão durante e

após o processo de deposição no campo (CAVALCANTE, 2000).

1.3. ESCOPO DO TRABALHO Esta tese foi estruturada em nove capítulos e um apêndice. O Capítulo 1 apresenta o

contexto geral da evolução e dos problemas associados aos aterros hidráulicos, enfatizando

a sua aplicação à disposição de rejeitos. O objetivo básico desta tese também é apresentado

neste capítulo, juntamente com o escopo da tese.

No Capítulo 2 é apresentada uma revisão das características gerais dos aterros hidráulicos

associadas aos processos de deposição, parâmetros hidráulicos e características

geotécnicas relacionados, principalmente, à disposição de rejeitos. É feito um breve

histórico da evolução da técnica de aterros hidráulicos, relatando algumas rupturas, dados

e recomendações técnicas. Devido à importância do mecanismo de transporte hidráulico

associado à hidromecanização são apresentados alguns detalhes do processo de deposição

que ocorre na praia formada pela deposição dos materiais.

As diversas simulações do processo de deposição hidráulica realizadas em laboratório,

reportadas na literatura, são apresentadas no Capítulo 3. Neste capítulo são descritos o

arranjo físico de cada equipamento, as particularidades dos parâmetros e investigações e,

também, as propostas técnicas relacionadas a cada um deles. Devido aos grandes problemas associados às simulações utilizando modelos reduzidos, o

Capítulo 4 apresenta alguns conceitos relacionados às técnicas de modelagem, fatores de

escala, distorções e análise de semelhança. Este capítulo visa fornecer uma idéia geral do

6

processo de modelagem e justificar a metodologia adotada no desenvolvimento do

equipamento de simulação de deposição hidráulica desenvolvido nesta tese.

O Capítulo 5 apresenta a descrição do equipamento, apresentando os detalhes do projeto

de cada componente que compõe o ensaio de simulação de deposição hidráulica (ESDH).

Adicionalmente, são descritas as metodologias de ensaio adotadas, cuidados durante a

execução e processo de amostragem ao longo do canal de deposição. Uma grande ênfase

foi dada à metodologia e cuidados durante a realização dos ensaios de densidade no

depósito.

O Capítulo 6 descreve o programa experimental adotado baseado na realização dos ensaios

no ESDH. O objetivo do programa experimental foi analisar as características do rejeito da

Mina de Morro Agudo e também avaliar as potencialidades do equipamento no estudo do

comportamento dos aterros hidráulicos. A caracterização dos rejeito da Morro Agudo

também é apresentada neste capítulo que descreve as principais particularidades deste tipo

de material.

Numa tentativa de fornecer o suporte teórico ao processo de deposição que ocorre no

ESDH, foi proposto um modelo matemático objetivando simular o processo de transporte

de sedimentos que ocorre na superfície do depósito. Este modelo foi inicialmente

desenvolvido no International Institute for Infrastructural, Hydraulic and Environmental

Engineering (IHE), em Delft na Holanda (doutorado sanduíche), sofrendo algumas

mudanças até a fase de finalização desta pesquisa. Assim, são mostradas no Capítulo 7 as

equações básicas que regem o processo e também as primeiras simulações realizadas em

função das características dos diferentes sedimentos presentes no rejeito.

As análises dos resultados obtidos nas simulações realizadas no ESDH são apresentadas no

Capítulo 8. Os dados foram analisados em função dos valores da vazão e concentração

adotados, enfatizando o comportamento do depósito com relação ao processo de

segregação hidráulica, geometria, densidade e teor de ferro. São apresentadas algumas

comparações com outras simulações realizadas em laboratório de natureza semelhante.

Este capítulo mostra também análises qualitativas realizadas com parâmetros obtidos na

própria pilha de rejeito, no campo, objetivando avaliar as potencialidades do equipamento

desenvolvido na previsão dos parâmetros e comportamento do rejeito não campo.

7

O Capítulo 9 relata as conclusões oriundas das avaliações e análises realizadas nesta tese,

incluindo também algumas sugestões para pesquisas futuras.

O Apêndice A reúne os dados relativos ao perfil obtido para cada depósito obtido no

ESDH e as curvas granulométricas obtidas para cada ponto ensaiado ao longo do depósito,

relativas a cada simulação realizada no equipamento de simulação de deposição hidráulica.

8

CAPÍTULO 2

ATERROS HIDRÁULICOS

2.1. INTRODUÇÃO

Os aterros hidráulicos são comparáveis a outras obras geotécnicas no sentido em que a

composição da mistura (material de construção) e o método de lançamento afetam suas

propriedades geotécnicas e desta forma devem ser projetados de tal maneira que os aterros

se comportem satisfatoriamente. Sendo assim, é necessário o conhecimento dos fatores que

influenciam o comportamento dos aterros hidráulicos no sentido de projetá-los

adequadamente.

Os aterros hidráulicos estão associados aos processos de transporte, separação e deposição

de sólidos usando água ou outros tipos de fluido e suas características estão totalmente

vinculadas a estes processos. As barragens de aterro hidráulico são obras de terra em que

no processo de construção o material é transportado e distribuído por via úmida. A

Holanda foi um dos primeiros países a utilizar a técnica de aterro hidráulico, o que ocorreu

por volta do Século XVII. Embora utilizando técnicas de hidromecanização rudimentares,

este tipo de construção obteve grande sucesso na remoção de sedimentos de portos e canais

e nos processos de recuperação de áreas abaixo do nível do mar. Os equipamentos

utilizados nestes trabalhos foram os precursores das dragas modernas (DE JODEN, 1977).

Além da Holanda, a técnica de dragagem também foi amplamente utilizada na escavação

do Canal de Suez em 1856, bem como na remoção de 120 milhões m3 do solo de cobertura

da mina de ferro Step Rock, no Canadá, entre 1955 e 1960. Além disso, entre 1947 e 1973

mais de 100 estruturas de projetos hidroelétricos foram construídas usando o processo de

hidromecanização nos países que formavam a antiga União Soviética.

9

Muitos insucessos relacionados a este tipo de estruturas foram reportados na literatura

(SCHUYLER, 1906; HAZEN, 1920; PLUMMER & DORE, 1940; JUSTIN et al., 1945,

SHERARD et al., 1963; BABB & MERMEL, 1968; NEGRO JR. et al., 1979; HSU, 1988;

KÜPPER et al., 1992a; MORETTI & CRUZ, 1996). Analisando os dados existentes pode-

se concluir que cerca de 60% das rupturas ocorreram devido a projetos inadequados e falta

de controle dos métodos construtivos.

Embora vista com restrições, a técnica de aterro hidráulico tem sido muito utilizada,

principalmente na construção de barragens de rejeitos, diques de contenção, recuperação

de áreas submersas e ilhas artificiais. Neste sentido, muitos estudos tem sido realizados

atualmente visando melhorar a qualidade dos projetos e métodos construtivos associados

aos aterros hidráulicos.

Dentro da proposta de melhoria da qualidade técnica das barragens de aterros hidráulicos,

seria importante citar outros procedimentos de controle baseados principalmente no

controle geotécnico durante o período de construção. Este procedimento estaria

condicionado à avaliação das características do material empregado e ao monitoramento da

obra através de instrumentação ou ensaios de avaliação das densidades no campo

(ESPÓSITO, 2000).

2.2. PRIMEIRAS BARRAGENS DE ATERRO HIDRÁULICO

O método de aterro hidráulico foi considerado por vários anos como uma técnica

tipicamente americana iniciada durante o período de exploração do ouro na Califórnia

(HSU, 1988). Utilizando esta tecnologia era possível proceder de forma econômica

escavações e transporte de areais a pedregulhos usando água. Assim, até 1930 os aterros

hidráulicos eram a única forma econômica e viável de construir grandes aterros de terra.

Com isto, muitas barragens de até 80 m de altura envolvendo cerca de 200 milhões de m3

foram construídas na América do Norte. Contudo, a qualidade técnica destes aterros era

baixa e a tecnologia empregada era baseada em especificações relacionadas às experiências

e dificuldades encontradas em projetos anteriores e em conceitos individuais propostos por

SCHUYLER (1906). Somente a partir de 1925, com o reconhecimento da Mecânica dos

Solos como ciência, é que a qualidade técnica destes aterros passou a ter um controle mais

rigoroso.

10

Inicialmente a seção típica de uma barragem de aterro hidráulico era constituída de um

talude de montante de 1V:3H, um talude de jusante de 1V:2H e um núcleo impermeável de

argila. Entretanto, a falta de controle construtivo levava a ruptura destas estruturas ainda na

fase de construção, devido principalmente às diferenças nas propriedades mecânicas dos

diferentes materiais. Geralmente, as causas das rupturas estavam associadas ao

adensamento lento do material do núcleo, normalmente de alta plasticidade, em oposição

às altas velocidades de lançamento do aterro.

Devido aos problemas de ordem construtiva e às rupturas associadas a estas estruturas,

HAZEN (1920) propôs algumas medidas de controle construtivo que deveriam ser

incorporadas aos projetos de aterro de hidráulico:

uso de enrocamentos de pé como medida de controle de infiltrações e estabilização

dos taludes de jusante;

remoção das frações finas coloidais do núcleo, admitindo-se o máximo de 10% de

partículas com diâmetro inferior a 0,01 mm, como medida de aceleração do processo

de adensamento do núcleo ainda na fase de construção;

redução da largura do núcleo e aumento da largura do espaldar como medida de

estabilização do aterro;

redução dos índices de vazios por compactação dos espaldares arenosos como medida

de segurança à possibilidade de ruptura por liquefação.

Embora rigorosas e suportadas tecnicamente, estas recomendações não foram seguidas de

imediato e muitas barragens continuaram a ser construídas sem este controle técnico. A

inobservância destas medidas levou à ruptura por liquefação de grande parte do espaldar

arenoso da barragem de Fort Peck, nos Estados Unidos, desencadeada por deformações

excessivas no solo de fundação pouco resistente (CASAGRANDE, 1965).

Analisando, então, o caso da ruptura da barragem de Fort Peck, que ocorreu ainda na fase

de construção, observa-se que este deslizamento ocorreu quando a barragem de 80 m de

altura máxima estava próxima da sua finalização, em setembro de 1938 (CREAGER et al.,

1945). A seção típica da barragem de Fort Peck é mostrada na Figura 2.1 Esta barragem foi

construída em Montana, EUA, entre 1934 e 1941, pela técnica de aterro hidráulico

utilizando grandes dragas e equipamentos auxiliares para remover o material das áreas de

empréstimo localizadas a cerca de 8 km e mantendo uma produção média diária de 95.000

11

m3. O comprimento total da barragem, incluindo o dique inicial de partida, era de 64 km e

o volume de total era de 94,8 x106 m3, sendo considerada a maior barragem de aterro

hidráulico já construída. O núcleo era constituído de um silte argiloso, com ângulo de atrito

31° e coesão nula. O diâmetro efetivo do material dos espaldares era baixo, D10 = 0,13

mm, mas com um coeficiente de não uniformidade igual a 3,0 e ângulo de atrito efetivo de

36°. Quando o deslizamento ocorreu o aterro tinha cerca de 67 m de altura. Durante a

ruptura cerca de 8 milhões de m3 da zona de montante deslizaram para dentro do

reservatório. As retro-análises mostraram que a ruptura ocorreu devido a baixa resistência

do solo de fundação, um xisto alterado. Devido a esta ruptura uma parte do maciço sofreu

um processo de liquefação (CREAGER et al., 1945). Entretanto, MIDDLEBROOKS

(1942) aponta que o aterro hidráulico não foi a causa da ruptura. Juntamente com outros

consultores da época, este autor considera que o desempenho do material do aterro foi

excelente em vistas das severas circunstâncias durante o deslizamento. No processo de

reconstrução foram utilizados taludes mais suaves e a recuperação do núcleo foi feita com

aterro compactado. Analisando o material empregado na construção do aterro, embora não

sendo a principal causa da ruptura, percebe-se a inobservância das recomendações

propostas por HAZEN (1920). No caso de Fort Peck o material constituinte do núcleo

continha mais de 20% de partículas menores que 0,01 mm e a falta de controle é

evidenciada pela ocorrência da ruptura ainda na fase de construção.

Superfície de ruptura (1938) 105,0 m

Seção reparada (aterro compactado)

1:7,7

1:111:7,7

1:5

Filtro de pé1:4

1:3,3

1:5,0

Núcleo

Cortina de injeção

NA 85,5 m

Figura 2.1 – Seção típica da barragem de Fort Peck (modificado - HSU, 1988)

Assim, enquanto o método de construção de aterros hidráulicos se manteve associado à

disposição de material dragado e à recuperação de áreas, ele praticamente desapareceu em

aplicações vinculadas à construção de estruturas de armazenamento de água na prática

ocidental. A ruptura de Fort Peck foi a grande causa deste procedimento, principalmente

nos Estados Unidos a partir de 1940. Com isto o termo aterro hidráulico sempre esteve

relacionado com o complexo fenômeno de liquefação de areais.

12

Em virtude da grande dificuldade de estabelecer parâmetros relativos ao projeto e

construção de aterros hidráulicos, esta técnica foi por muitos anos abandonada

principalmente quando aplicada à estruturas de retenção de água. São poucos os casos de

utilização de aterros hidráulicos em barragens de armazenamento de água, principalmente

no mundo ocidental. Um intensivo estudo na literatura sobre estruturas em aterros

hidráulicos no lado ocidental mostram que, devido a algumas restrições impostas por

JUSTIN et al. (1945) com relação a acidentes e rupturas envolvendo aterros hidráulicos,

existem poucas estruturas desta natureza construídas a partir da década de 40.

As contribuições obtidas no 14th Congresso Internacional de Grandes Barragens em 1982

são um reflexo deste preconceito na prática ocidental, onde poucos trabalhos e projetos

foram devotados à técnica construtiva de aterro hidráulico (PENMAN, 1982;

D’AGREMOND et al., 1982). O trabalho de BOROVOI et al. (1982) representa uma visão

do Comitê Nacional de Grandes Barragens da Rússia e demais repúblicas soviéticas e

mostra que o método de aterro hidráulico é bastante comum na União Soviética associado,

principalmente, ao armazenamento de água e fins hidroelétricos. As técnicas para atingir

altas taxas de construção são o ponto fundamental da prática soviética. MENLET’EV

(1980) considera que com uma técnica construtiva própria e equipamentos adequados os

aterros hidráulicos podem atingir intensidades de construção de 300.000 m3/d. Entretanto,

a taxa de construção deve manter-se dentro de valores razoáveis de modo a assegurar a

estabilidade da estrutura e permitir um processo de controle de qualidade durante a

construção.

Apesar dos aterros hidráulicos apresentarem graves problemas quando submetidos a abalos

sísmicos, principalmente os de baixa densidade, VOLNIN & IVANOVSKAYA (1977)

apresentam casos de excelente desempenho de algumas estruturas de aterros hidráulicos

submetidas a efeitos sísmicos. Observa-se que, embora passível de apresentar problemas, a

técnica de aterro hidráulico desde que controlada e bem avaliada tecnicamente, pode ser

considerada uma excelente alternativa de construção, principalmente aplicada à disposição

de rejeitos.

2.3. EXPERIÊNCIA SOVIÉTICA

Nos países da antiga União Soviétca o início do grande desenvolvimento do processo da

13

hidromecanização ocorreu por volta de 1936. Inicialmente as barragens de aterro

hidráulico soviéticas foram construídas de forma similar às americanas, mas a partir de

1945 o processo de hidromecanização foi gradualmente aprimorado, devido principalmente

à experiência acumulada na construção de diversas barragens de usinas hidroelétricas.

Desta forma, mais de 100 barragens foram construídas envolvendo cerca de 600 km de

estruturas como barragens, diques de proteção, quebra-mares, ensecadeiras e aterros

submersos, cujo volume ultrapassou 800 milhões de m3. Considerando que os

equipamentos destinados à construção de aterros compactados não foram bem

desenvolvidos na URSS, os aterros hidráulicos eram considerados uma excelente e

econômica técnica construtiva. Durante a fase inicial, verifica-se uma perfeita observância

das recomendações impostas por HAZEN (1920), principalmente relacionadas ao tempo de

estabilização do núcleo argiloso e às baixas velocidades de lançamento. Entretanto, após

1973, a experiência soviética gerou suas próprias recomendações (MELENT’EV et al.,

1973 e YUFIN, 1965). Baseado nestas recomendações a norma soviética considera que a

mais importante característica a ser observada nos aterros hidráulicos refere-se a

distribuição granulométrica do material de empréstimo. De acordo com esta consideração a

norma divide os solos em cinco classes distintas cada um deles associados a um tipo

específico de seção (Figura 2.2).

Figura 2.2 – Grupos de materiais de empréstimo de acordo com a norma SNIP-II-53-73

(modificado – MORETTI & CRUZ, 1996).

A norma soviética recomenda que sejam utilizados preferencialmente os solos

correspondentes aos grupos I e II. Os solos do grupo I devem ser utilizados em barragens

14

de seção homogênea e os do grupo II são mais adequados aos aterros heterogêneos. Os

materiais com as características do grupo V somente devem ser utilizados na construção

dos espaldares e os do grupo IV como material do núcleo. Com relação aos solos do grupo

III, algumas restrições e cuidados devem ser tomados, principalmente com relação às

velocidades de lançamento.

Existem três tipos principais de barragens propostas pela tecnologia soviética, as de seção

heterogênea com núcleo central e espaldares de areia, as de seção homogênea construídas

com materiais com coeficiente de não uniformidade menor que 2, e as de seção mista com

espaldares compactados e o centro preenchido com material lançado hidraulicamente. Uma

breve descrição destes tipos de configuração é apresentada a seguir:

Barragens Heterogêneas - Estas barragens são muito comuns na tecnologia soviética. A

seção assemelha-se a um perfil zonado (Figura 2.3), devido a presença de um núcleo

constituído por um material menos permeável que o material usado nos espaldares.

Este tipo de seção é usado quando o coeficiente de não uniformidade do material de

empréstimo a ser utilizado nos espaldares varia de 2 a 3 (YUFIN, 1965). Este tipo de

barragem apresenta problemas relacionado ao tempo e à quantidade de material

empregado condicionado ao processo de adensamento do núcleo. Devido a estes

aspectos a tecnologia soviética tem privilegiado mais os aterros de seção homogênea.

��

Núcleo

Espaldar Transição

1

2 - 5

1

2 - 8

Figura 2.3 – Seção típica de uma barragem heterogênea (modificado - KUPPER, 1991).

Barragem Homogênea – A seção homogênea é caracterizado pela utilização de

materiais com a mesma distribuição granulométrica preenchendo toda a seção do

aterro. A mistura de água e sólidos flui livremente sobre distâncias longas formando

taludes bem abatidos e sem a utilização de diques de contenção. Este tipo de seção

(Figura 2.4) tem provado ser bastante efetivo para barragens de até 30 m. Para maiores

alturas o volume de material é muito alto devido aos taludes longos e de declividade

15

suave que são normalmente formados.

Dreno

1

3 - 720 - 50

1Rampa para resistência de ondas

Figura 2.4 - Seção típica de uma barragem homogênea (modificado - KUPPER, 1991).

Barragem Mista - Este outro tipo de seção, embora menos comum, é composto por uma

seção mista. Uma parte é constituída por um material mecanicamente lançado e

compactado e a outra parte é preenchida hidraulicamente (Figura 2.5). O processo

construtivo inicia com o lançamento e compactação dos espaldares e em seguida o

preenchimento do vão central com aterro hidráulico. A vantagem da colocação dos

espaldares é a limitação da largura da barragem, além de proporcionar o aumento da

resistência da estrutura em regiões de alta sismicidade.

Aterro Hidráulico

EspaldarEnrocamento Espaldar

Enrocamento

Figura 2.5 - Seção típica de uma barragem mista (modificado - KUPPER, 1991).

Algumas estruturas de controle de percolação e nível da linha freática são instaladas no

interior do maciço, como tapetes drenantes e filtros de pé. Outras alternativas relacionadas

à espessura do núcleo também são utilizadas no sentido de garantir a segurança e

estabilidade destas estruturas. A adoção de taludes abatidos (1V:20H a 1V:50H) é uma

característica das barragens soviéticas, onde a proteção do talude de montante torna-se

desnecessária, principalmente por funcionar como praia para ondas do reservatório. Além

disso, não é necessário a instalação de diques de contenção lateral o que resulta num menor

prazo construtivo e o processo de deposição pode ocorrer livremente para montante e/ou

jusante. Estes aspectos, em muitos casos, tornam as barragens de perfil abatido uma

alternativa economicamente vantajosa, apesar de envolver maior volume de material

16

quando comparado com as barragens usuais em areias, que apresentam taludes

relativamente mais íngremes. Considerando esta alternativa construtiva, verifica-se a

grande aplicabilidade dos aterros hidráulicos na construção de barragens de rejeitos.

Os avanços e conhecimentos dos soviéticos no processo de hidromecanização permitiram

uma considerável melhoria na qualidade das estruturas de aterros hidráulicos,

principalmente pela eliminação de núcleos de alta plasticidade e, como apresentado

anteriormente, pela adoção estruturas homogêneas e taludes abatidos. Este processo facilita

a execução dos aterros principalmente devido à simplicidade técnica. Entretanto, um

controle rigoroso da granulometria do material utilizado e das técnicas de lançamento

foram incorporados aos projetos.

Embora exista um número limitado de informações relativas a acidentes envolvendo

barragens de aterro hidráulico soviéticas e ao seu desempenho em regiões sísmicas,

verifica-se somente algumas rupturas provocadas ainda na fase de construção devido às

altas velocidades de lançamento. Um outro caso, provocado por uma explosão acidental,

resultou em uma pequena ruptura na barragem de Svir em 1935 (HSU, 1988). Em poucos

segundos uma parte do talude de montante se liqüefez e fluiu, destruindo parte da estrutura

de sustentação de concreto. A ruptura total da barragem foi evitada devido a presença de

um núcleo de argila compactada que permaneceu intacto (CASTRO, 1969). As barragens

de seção homogênea, mesmo em zonas sísmicas, apresentaram um bom desempenho.

SEED et al. (1978) relatam as boas condições de estabilidade com que três barragens de

perfil homogêneo teriam suportado acelerações de até 0,2 g. Este dado reforça a prática

soviética de privilegiar os aterros de seção homogênea. De um modo geral, a adoção de

compactação dos espaldares é rara, e a tecnologia soviética prefere taludes mais suaves à

densificação do corpo da barragem.

Considerando a experiência soviética em projetos e construção de aterros hidráulicos

MELENT’EV et al. (1973) apresenta considerações teóricas e experiências práticas,

fornecendo dados de desempenho das barragens construídas na antiga URSS. De acordo

com MELENT’EV et al. (1973) a distribuição granulométrica final do aterro pode ser

estimada a partir da distribuição granulométrica e da angularidade do grão do material.

Dados de permeabilidade e posição da linha freática também são apresentados

relacionando experiência e tipo de material empregado. Algumas estimativas do valor da

17

densidade são também obtidas em função da analogia com a velocidade de lançamento e

concentração.

Ressalta-se a importância do trabalho de MELENT’EV et al. (1973) como uma ferramenta

fundamental na avaliação da qualidade e característica dos aterros hidráulicos, apesar de

suportado por experiências prévias e dados empíricos. Alguns modelos reduzidos foram

utilizados no estabelecimento de alguns parâmetros apresentados visando estimar as

características mecânicas dos aterros. De uma forma geral todo o trabalho é baseado em

analogias com obras já executadas com materiais similares de forma a obter os parâmetros

inicias de projetos.

2.4. BARRAGENS BRASILEIRAS CONSTRUÍDAS COM A TÉCNICA DE

ATERRO HIDRÁULICO

A técnica de hidromecanização representou um recurso utilizado na construção da

primeiras barragens brasileiras no início do século, sendo que a maioria delas encontra-se

ainda em operação. A experiência brasileira envolveu cerca de dezesseis aterros de baixa

altura, construídas entre 1906 e 1945, adotando principalmente o modelo americano. Estas

estruturas têm em média 30 m de altura foram formadas a partir de um núcleo de argila

siltosa e espaldares de areia fina lançados hidraulicamente. É importante notar que estas

barragens foram construídas com um baixo controle geotécnico e os materiais utilizados

normalmente provieram de jazidas próximas à obra, sendo lançados diretamente sobre o

aterro. A Tabela 2.1 apresenta um resumo das principais barragens brasileiras construídas

pela técnica do aterro hidráulico. Dentro desta série de barragens construídas pelo método

da hidromecanização destacam-se, pela importância e tamanho, as barragens de Rio

Grande e Guarapiranga.

Durante a construção da barragem de Rio Grande ocorreu uma ruptura provocada pelo

deslizamento de uma massa de solo de 30000 m3. Este acidente ocorreu devido às altas

velocidades de lançamento do aterro, contudo a seção danificada foi imediatamente

recuperada e reiniciado o processo de construção (GUERRA & FRANÇA, 1986). É

importante notar que, embora apresentem um desempenho satisfatório, a maioria destas

barragens apresentavam altos índices de vazios e baixas densidades. Neste contexto,

investigações geotécnicas posteriores foram realizadas e vários destes aterros foram

18

reforçados nestes últimos anos, principalmente Guarapiranga e Rio Grande (MORETTI &

CRUZ, 1996).

Tabela 2.1 – Aterros hidráulicos no Brasil construídos pela Light & Power Co.

(modificado - NEGRO JR. et al., 1979)

Inclinação do Talude No Nome

Período de

Construção

Altura

Max (m)

Comp. da

Crista (m)

Volume

(m3)

Rip-Rap

(m3)

Largura da

Crista (m) Montante Jusante

1 Rio Grande 1926-1937 30 1380 2500000 126500 10 1:5 1:2

2 Summit Control 1926-1936 22 250 213000 17000 2 1:4 1:1,75

3 Pequeno 1934-1937 13 160 105500 6400 13 1:2,5 1:2,5

4 Córrego Preto 1936-1937 7 470 116500 2500 8 1:3,5 1:3,5

5 Marcolino 1930-1934 19 400 403000 12300 10 1:3,5 1:2,5

6 Passareuva 1934-1937 10 470 391000 10200 10 1:3,5 1:2,5

7 Cubatão de Cima 1933-1935 12 300 200000 5000 10 1:3,5 1:2,5

8 Cascata 1926-1928 25 90 47700 1700 6-10 1:1,5-3,5 1:1,5-3

9 Cascata (Dique) 1926-1928 18 70 19300 1300 8 1:1,5-3 1:1,5-3

10 Dique no1 1936-1936 3 220 10500 - 10 1:3 1:2

11 Dique no2 1936-1936 5 400 41000 - 10 1:3,5 1:2

12 Dique no3 1936-1936 4 180 14500 - 10 1:3 1:2

13 Rio Pequeno 1929-19339 14 700 214200 - 17 1:2,25 1:2,25

14 Guarapiranga 1906-1909 14 1640 490000 19200 5-15 1:3 1:2

15 Cacaria no1 1941-1944 23 73 84000 - 10 1:3,34 1:2,25

16 Cacaria no2 1941-1944 23 124 171000 - 10 1:3,34 1:2,25

Observa-se que, embora estas barragens tenham apresentando um desempenho

satisfatório, o método de lançamento, característica fundamental dos aterros hidráulicos,

sempre representou um problema tanto na fase de construção como na estabilidade global

da estrutura definitiva. A falta de controle do método de lançamento foi a grande causa das

restrições e dúvidas sobre o método de hidromecanização. Este fato, associado às rupturas

e ao desenvolvimento das técnicas de compactação, fizeram com que o aterros hidráulicos

também fossem abandonados na prática corrente brasileira de construção de barragens para

fins hidroelétricos.

Passados cerca de 70 anos, houve uma tentativa de resgate da técnica de aterro hidráulico

através de um projeto pioneiro envolvendo a barragem de Porto Primavera, no Rio Paraná.

19

Dentro das análises da viabilidade técnica deste projeto, um aterro experimental de 10 m

de altura foi construído e vários estudos foram realizados objetivando utilizar novamente a

técnica da hidromecanização. No caso de Porto Primavera a tecnologia construtiva foi

totalmente fundamentada na experiência soviética. Foram realizados estudos em modelos

reduzidos com o objetivo de descrever a metodologia de lançamento e fornecer a ordem de

grandeza dos parâmetros obtidos através da realização de ensaios geotécnicos nos

materiais das áreas de empréstimo (FERREIRA et al., 1980). Embora a viabilidade técnica

e econômica da utilização do aterro hidráulico tenha sido comprovada, optou-se pela

utilização da mais amplamente aplicada e consagrada técnica de aterros compactados. Esta

decisão foi influenciada principalmente pela disponibilidade de equipamentos de

compactação e a rotina deste tipo de técnica, dispensando a aquisição de novos

equipamentos necessários no processo de deposição hidráulica. Além disso o caráter pouco

comum da técnica de aterros hidráulico aplicado e este tipo de estrutura representou um

outro ponto negativo na escolha desta alternativa construtiva.

2.5. MECANISMO DO PROCESSO DE DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA

O transporte e a deposição de sedimentos são governados pelas leis da física. O

comportamento dos sólidos granulares em movimento com os fluidos tem sido

extensivamente estudado por físicos e engenheiros. Muitos destes trabalhos tem sido

documentados e encontram-se em textos da hidráulica e dinâmica dos fluidos, utilizando

diferentes parâmetros e faixas de velocidade, enfocando detalhes do fluxo e a interação

com os sedimentos em movimento e a camada de deposição (DAILEY & HARLEMAN,

1966; HENDERSON, 1966; SHARP, 1981; SUGUIO & BIGARELLA, 1990).

Outros estudos dos processos físicos de sedimentação baseados na descrição das estruturas

sedimentares resultantes sob um ponto de vista geológico têm sido dado por ALLEN

(1970, 1985) e SELLEY (1988). Estes enfoques são um pouco diferentes dos interesses da

Engenharia Geotécnica, que é mais concentrada na determinação das propriedades físicas e

mecânicas do material depositado, embora intimamente relacionada aos aspectos físicos do

processo de deposição hidráulica.

A construção de aterros hidráulicos consiste na descarga da mistura de sólidos e fluido

sobre uma determinada área, onde a maioria dos sólidos é depositada. Em lamas

20

segregáveis, a água e os grãos se comportam como fases independentes, em oposição às

lamas não segregáveis, que se comportam como um fluido viscoso monofásico.

O número de Reynolds é usado para caracterizar dois diferentes tipos de comportamento

de fluido em escoamentos. Para baixos valores do número de Reynolds, o fluxo é laminar,

e as linhas de fluxo são paralelas à superfície do contorno do escoamento. Para valores

altos do número de Reynolds o fluxo é turbulento caracterizado por turbilhões,

redemoinhos e vórtices. Um outro importante coeficiente da dinâmica dos fluidos é o

número de Froude que diferencia escoamentos sub-críticos (Froude < 1) e super-críticos

(Froude > 1).

Um consideração importante é feita com relação a velocidade de fluxo necessária para

mover uma partícula. Esta velocidade é função dos números de Reynolds e Froude e do

tamanho e peso da partícula. Numerosos experimentos e estudos teóricos tem sido

realizados para determinar a velocidade crítica para vários tamanhos de sedimentos

(HJULSTRÖM, 1935) que mostram a variação da velocidade em função deste parâmetro

(Figura 2.6). Como pode ser esperado velocidade crítica aumenta com o tamanho da

partícula, exceto para o caso de leitos de argilas coesivas, que devido a sua resistência

inercial é necessária uma velocidade alta para iniciar o movimento. Os grãos se movem

quando as tensões cisalhantes ao longo da camada plana de escoamento excedem um valor

crítico que corresponde a velocidade crítica que provoca o movimento das partículas.

LOG GRAIN SIZE (mm)

LOG

VEL

OC

ITY

(cm

/s)

DEPOSIÇÃO

TRANSPORTE

Camada Não-Coesiva

Camada Coesiva

EROSÃO

0.001 0.01 0.1 1.0 10 100 1000

0.1

1.0

10

100

Logaritmo do Tamanho da Partícula (mm)

Loga

ritm

o da

Vel

ocid

ade

de F

luxo

(cm

/s)

Figura 2.6 - Gráfico de Hjulström mostrando a variação da velocidade crítica em

função do tamanho das partículas (modificado - HJULSTRÖM, 1935).

Considerando os estudos anteriores baseados em um único tipo de sedimento pode-se

21

esperar que velocidade crítica aumente exclusivamente com o tamanho da partícula, mas

considerando partículas de características mineralógicas diferentes, este padrão de

comportamento pode ser alterado em vista da densidade do grão e não ocorrer

exclusivamente relacionada ao seu tamanho.

A Figura 2.7 mostra como partículas pequenas, porém mais pesadas, se movem com a

mesma velocidade que os grãos de quartzo. Este tipo de comportamento justifica a

presença de minerais finos e pesados, em regiões de alta energia de deposição,

disseminados com partículas maiores de quartzo. É importante notar que este tipo de

afirmação é válida considerando partículas de forma semelhante. Algumas diferenças na

forma da partícula tende a influenciar significativamente o mecanismo de transporte e

consequentemente o valor da velocidade crítica (SELLEY, 1988).

Diâmetro do sedimento

Velo

cida

de d

e se

dim

enta

ção

Quartzo (Gs = 2,65)

Minerais pesados (Gs > 3,00)

Equivalentehidráulico

Aumento na densidade do sedimento

Figura 2.7 – Gráfico esquemático da velocidade de sedimentação em relação ao diâmetro

do sedimento (modificado – SELLEY, 1988)

2.5.1. Seqüência de formação de camadas em função da velocidade de fluxo

Analisando o caso especifico de aterros hidráulicos aplicado à disposição de rejeitos, em

que o tamanho dos grãos se encontra predominantemente na faixa de areia, nota-se que,

após ultrapassado o valor crítico da velocidade, o fluxo provoca um movimento nas

partículas de tal forma que resulta numa superfície coberta de formas assimétricas e

onduladas denominadas micro ondulações (Figura 2.8). Estas pequenas ondulações são

controladas pelas condições de fluxo nos limites da camada viscosa e portanto,

22

independem da profundidade do fluxo. Este tipo de movimento gera depósitos que

apresentam uma pequena escala de estratificação, porém com uma alta taxa de deposição

de sedimentos, podendo desenvolver estratificações onduladas (ALLEN, 1970).

Um aumento na velocidade gerará o desenvolvimento de ondulações maiores (dunas), que

contribuem para o aumento a taxa de transporte de sedimentos. As dunas são similares às

pequenas ondulações em sua forma geral (Figura 2.8), mas são dominadas por fenômenos

que ocorrem na camada limite e não apenas devidos a viscosidade. Consequentemente, as

características das dunas dependem da profundidade do fluxo e as seções formadas

apresentam estratificações em larga escala (ALLEN, 1970).

Micro-ondulações

Mega-ondulações com micro-ondulações super-impostas

Mega-ondulações (Dunas)

Arrasamento das mega-ondulações

Camada plana

Antidunas

Antidunas de “quebra”

Antidunas “em corredeira”

REGIME DE FLUXO INFERIOR REGIME DE FLUXO SUPERIOR

Figura 2.8 - Seqüência de formação de camadas em função da velocidade de fluxo

(modificado - SUGUIO & BIGARELLA, 1990).

Se a velocidade de fluxo aumenta ainda mais as dunas serão gradualmente eliminadas e,

após um estágio de transição, a superfície torna-se plana (SIMONS & RICHARDSON,

1961). O regime de fluxo que ocorre antes do estágio de transição é denominado Regime

de Fluxo Inferior, caracterizado pela alta resistência ao fluxo, pequena taxa de transporte e

23

fluxo em regime subcrítico. Após o estágio de transição a resistência ao fluxo decresce, a

taxa de transporte de sedimentos aumenta e o fluxo tende a ser super crítico e é

denominado Regime de Fluxo Superior.

O leito plano que segue o estágio de transição apresenta uma baixa resistência ao fluxo e

está associado a um intenso transporte de sedimentos com a maioria do material

transportado sendo confinado a uma zona delgada próxima ao leito (Figura 2.8). O leito

plano do estágio superior tem uma estrutura interna plana e laminações quase horizontais

variando de 5 a 10 vezes a espessura do grão (LEEDER, 1982).

Depois que o estágio superior de leito plano é estabelecido, um novo aumento de

velocidade provoca a formação de ondas na superfície da água e que estão em fase com as

ondas formadas pelas camadas de areia. Estas novas ondas são denominadas antidunas e

resultam da interação entre a superfície livre do fluido e a camada, ocorrendo como

extensas seqüências de ondas simétricas em fluxos superficiais muito rápidos (Figura 2.8).

Para níveis de energia muito baixos são formadas pequenas ondas em fase com as ondas de

areia, a resistência ao fluxo é similar ao regime de leito plano, entretanto o transporte de

sedimentos é levemente superior. As estruturas sedimentares formadas são caracterizadas

por laminações fracas e de baixa inclinação (ALLEN, 1970).

Caso a velocidade de fluxo atinja níveis ainda mais altos as estruturas formadas são do tipo

cascata e lagoa (antidunas de quebra e em corredeira). Estas seqüências são marcadas pela

sucessão de quedas em que o fluxo superficial super crítico acelera antes de entrar

bruscamente no lago, cuja velocidade de fluxo é subcrítica, formado um ressalto hidráulico

(Figura 2.8), podendo ocorrer acumulação de sedimentos em regiões relativamente

tranqüilas do lago de deposição. Os depósitos formados por estas seqüências são

usualmente associados a inclinações íngremes e altas descargas de sedimentos (ALLEN,

1970).

SIMONS & RICHARDSON (1961) foram os primeiros a sistematizar a seqüência

evolutiva de camadas com o aumento da resistência de fluxo baseados em um programa

extensivo de ensaios em canais. As diferentes formas de leito tem sido observadas em

depositos naturais e em laboratório sob uma variedade de condições. De uma maneira geral

elas dependem da natureza do fluxo, de sua veleocidade, do tamanho do sedimento e da

24

forma da superfície do fundo camada em função dos diferentes valores de resistência ao

fluxo.

2.5.2. Processo de formação das praias de aterro hidráulico

Assim, verifica-se que após a lama ser descartada, os grãos tendem a depositar ou fluir

próximo à superfície do aterro sob diferentes regimes de fluxo, constituindo o arraste de

fundo. Neste caso, o processo de deposição e transporte cria um padrão de fluxo sobre a

camada erodível estabelecendo uma interação entre o fluxo de sedimentos e o material

presente na camada. Desta forma, a configuração da camada superficial é alterada em

função dos processos erosivos e/ou pelo acúmulo de material depositado. Os sedimentos

se movem e criam uma organização dentro dos elementos morfológicos (camada de

intercâmbio), resultando em diferentes formas de acamamentos. O contorno móvel também

afetará as condições de fluxo pela deformação das linhas de fluxo e pela imposição da

resistência ao fluxo (rugosidade da camada). Assim, uma interação complexa é

desenvolvida entre as estruturas turbulentas do fluxo e as propriedades físicas e

geométricas das camadas.

Aliado às mudanças na camada de superfície, também ocorrem alterações na configuração

global do talude de deposição em função do padrão de fluxo, concentração da mistura e do

tipo de sedimento. Assim, durante a formação do depósito, um talude temporário é

desenvolvido, inicialmente mais plano que o talude final de equilíbrio (MELENT’EV et al.

1973; BLIGHT, 1994). Desta forma a inclinação é ajustada com o tempo e neste processo

a velocidade de fluxo e a concentração são alteradas constantemente a partir do ponto de

descarga. Neste intervalo são desenvolvidos canais e meandros que provocam o

direcionamento do fluxo para a zona mais baixa do depósito. A configuração do talude é

alterada, resultando em regiões planas e íngremes seguidas de um ressalto hidráulico.

Estes ressaltos ocorrem em distâncias regulares (ordem de metros) dependendo das

condições de campo. Assim, três feições distintas podem ser visualizadas, cascata, ressalto

hidráulico e terraço (Figura 2.9). Embora estas feições sejam comuns na maioria destes

tipos de processo de deposição, é importante notar que em uma análise mais específica do

tipo de estrutura formada pode-se perceber que ela depende fundamentalmente das

condições de fluxo e das características do sedimento.

25

Quando o padrão de fluxo permanece constante durante o período de deposição, as

alterações geométricas tendem a se tornar pequenas e o talude de equilíbrio é atingido

(MELENT’EV et al., 1973). Assim, a análise do tipo de mecanismo de deposição que é

capaz de manter o perfil da praia constante seria fundamental para avaliação da geometria

do depósito formado. Neste sentido é fundamental a realização de ensaios de simulação

bem controlados de modo a garantir a acurácia destas investigações.

∆h

talude médio

ponto de descarga

cratera

α

cascata salto terraço

Figura 2.9 – Formação de terraços em uma praia de aterro hidráulico (modificado -

WINTERWERP et al., 1992).

Como se observa, o material granular depositado sob diferentes condições de fluxo

desenvolverá estruturas sedimentares bastantes distintas e consequentemente apresentará

características geotécnicas diferentes. Entretanto, pela análise de cada mecanismo de

deposição pode ser possível relacionar o tipo de estrutura sedimentar formada e avaliar o

seu comportamento geotécnico. Em resumo, verifica-se que o processo de segregação

numa praia de aterro hidráulico cria acamamentos e assim a obtenção de uma condição

ótima de fluxo poderia maximizar a densidade do aterro. Neste contexto, um projeto

racional que pudesse maximizar a densidade dos depósitos ou pelo menos controlar o

processo de deposição incluiria dois estágios: uma fase inicial de determinação da

condição de fluxo que criasse uma camada ótima para o tipo de material a ser depositado e

o subsequente estabelecimento dos parâmetros de descarga apropriados que pudesse

produzir na praia as condições de fluxo determinadas anteriormente.

Em resumo, verifica-se que a variabilidade do depósito está associada a diferentes fatores:

fatores externos relativos às características do processo de deposição, como a

velocidade de descarga, vazão e concentração da lama ou mistura, e a altura e

26

inclinação do canhão de lançamento;

fatores internos relativos à mistura (polpa), caracterizados pelas características dos

grãos, densidade e viscosidade do fluido;

fatores relacionados à interação entre as camadas e o processo de intercâmbio,

caracterizados pela forma do leito, concentração da camada de leito e de intercâmbio,

rugosidade e espessura da camada de intercâmbio.

2.6. CARACTERÍSTICAS DOS ATERROS HIDRÁULICOS

Baseado nas considerações anteriores observa-se uma tendência em avaliar de forma

segura a qualidade das barragens construídas através da técnica de aterro hidráulico. Estas

considerações envolvem a avaliação correta dos projetos e metodologias construtivas

relacionados a estas estruturas. Contudo, o mais importante é resgatar a confiança na

utilização dos aterros hidráulicos, baseado principalmente na estabilidade e segurança

destas obras.

Neste sentido, é importante ressaltar algumas características relevantes ao processo de

formação dos aterros, objetivando indicar como as variações no regime de fluxo,

características do sedimentos e processos de descarga tendem a alterar cada um destes

parâmetros.

2.6.1. Segregação

A segregação é uma característica importante dos aterros hidráulicos e refere-se à

tendência da fração sólida, ou parte dela, sedimentar, criando um gradiente de

concentração dentro do conjunto. O comportamento de uma lama em relação ao processo

de segregação depende do tipo de fluido, tipos e quantidade de aditivos químicos presentes

no fluido, características dos sedimentos, concentração da lama, distribuição

granulométrica e condições de fluxo. A segregação apresenta efeito direto na distribuição

granulométrica do depósito. O fluxo de uma lama sujeita a processos de segregação

provoca a seleção de partículas que são depositadas em diferentes locais ao longo da

trajetória de fluxo, gerando uma enorme variabilidade estrutural alterando

significativamente os parâmetros de resistência, deformabilidade e permeabilidade.

27

Os métodos mais comuns de descarga incluem uma deposição em praia por um único

ponto (Figura 2.10a) ou vários pontos em linha a partir de hidrociclones ou canhões

(spigots) (Figura 2.10b). Em alguns casos pode ocorrer o retrabalho da praia pela

movimentação do material do aterro por pás carregadeiras e/ou tratores, que tende a alterar

a distribuição granulométrica que ocorre durante a formação do aterro. No caso dos

hidrociclones o processo de separação da fração fina ocorre antes do lançamento, neste

caso somente a fração grosseira é lançada no corpo do aterro. A fração fina normalmente é

usada em outras regiões do depósito ou descartada em outras barragens específicas para

contenção de finos.

Descarga ativa

Segmentos de tubos desconectados

PraiaLagoa de

decantação

Descargas anteriores Aterro

(a)

Spigots (Hidromonitor)

Lagoa dedecantação

Praia

Spigots (Hidromonitor)

Aterro

Tubulação de descarga de rejeito

(b)

Figura 2.10 – Método de descarga: a) por ponto único b) em linha.

ABADJIEV (1985b) sumariza alguns métodos para determinação da distribuição

granulométrica ao longo das praias de aterros hidráulicos formados por areias utilizando

canhões (spigots). BLIGHT & BENTEL (1983) desenvolveram uma relação para avaliar o

processo de segregação que ocorre nos aterros hidráulicos e obtiveram uma boa

concordância analisando o processo de deposição de rejeitos de ouro e platina.

Considerando o processo de ciclonagem, verifica-se o aumento da utilização deste tipo de

28

tecnologia visando eliminar os finos. A grande vantagem da utilização deste procedimento

estaria no aumento da estabilidade deste tipo de estrutura, pela manutenção do alto

coeficiente de permeabilidade ao evitar que a fração fina também preencha o aterro.

TRONCOSO & VERDUGO (1985) consideram que seria importante concentrar esforços e

investimentos nos mecanismos de ciclonagem de modo a obter baixas concentrações de

finos no material do aterro. Estas preocupações já refletem uma evolução no processo de

construtivo das barragens de aterros hidráulicos objetivando controlar o processo de

segregação antes de atingir a praia. Como visto anteriormente, o controle de finos nos

aterros foi também a grande preocupação das normas soviéticas. Percebe-se que a maior

uniformidade dos sedimentos acarretaria certamente numa menor variabilidade

granulométrica ao longo da praia e consequentemente obter-se-ia um maior controle dos

seus parâmetros geotécnicos.

2.6.2. Densidade

Existem vários pontos que devem ser considerados no projeto de aterros hidráulicos.

Entretanto, o mais crítico é o estabelecimento da densidade do material de aterro. A

obtenção de uma densidade relativamente alta é essencial para a estabilidade da estrutura

sob condições estáticas e dinâmicas. Os aterros hidráulicos são particularmente

susceptíveis aos processos de liquefação devido às condições de deposição que favorecem

a formação de depósitos arenosos fofos e saturados. Assim, a densidade e

consequentemente a porosidade torna-se essencialmente crítica para os aterros hidráulicos.

Em estruturas de disposição de rejeitos, tais como barragens e depósitos de material

dragado, uma densidade elevada do material depositado representa um benefício adicional

no aumento da sua vida útil. A densidade é uma medida indireta da estrutura dos solos, e

consequentemente dos seus parâmetros geotécnicos, sendo importante ter uma metodologia

adequada para projetar estes aterros de modo a maximizar o valor da densidade.

Nos projetos de aterros compactados, a densidade pode ser estimada na fase de projeto.

Sabe-se que para um dado material a densidade aumenta com o aumento da energia de

compactação assim que o teor de umidade se aproxima de um valor ótimo. Estes

parâmetros são obtidos em laboratório, através do ensaio de compactação, durante a fase

de projeto, de modo que o método construtivo pode ser especificado previamente, e assim

29

obter o aterro com a densidade e parâmetros geotécnicos adequados.

Este fato não ocorre nos projetos de aterros hidráulicos, embora conhecendo-se as

características iniciais do material utilizado no aterro, a segregação e a perda de finos

durante o processo de deposição fazem com que o material no aterro se comporte de

maneira bastante diferente. Além disso, durante a deposição, o solo apresentará variações

estruturais provocadas pelas diferentes velocidades de fluxo e taxa de transporte de

sedimentos. Estas características micro e macro estruturais provocadas principalmente

pelos efeitos de transporte das partículas ao longo da praia de deposição são praticamente

impossíveis de serem reproduzidas em laboratórios convencionais de Mecânica dos Solos,

embora tenham um efeito importante nos parâmetros geotécnicos do depósito. Neste caso,

o entendimento destes mecanismos tem se baseado na simulação do processo de deposição

hidráulica no laboratório, visando criar condições similares às de campo e avaliar de forma

rápida e econômica seu comportamento geotécnico.

Como apresentado anteriormente, algumas recomendações empíricas relacionadas à

densidade são encontradas na literatura soviética (MELENT’EV et al., 1973), mas que não

são utilizadas no mundo ocidental, principalmente nos EUA. Estas recomendações

sugerem a utilização de lamas com baixa concentração de sólidos e baixas velocidades de

lançamento com o objetivo de atingir altas densidades. Entretanto, as análises de

estabilidade e percolação são feitas adotando valores que podem estar muito longe dos

valores encontrados no aterro. Assim, a maioria dos projetos de aterros hidráulicos está

normalmente relacionada à geometria, arranjo físico e especificações de controle

construtivo baseadas apenas em experiências prévias e neste caso a densidade é uma

característica muito pouco explorada.

Neste contexto, percebe-se que ainda não é muito clara a maneira como a densidade pode

ser avaliada a partir dos ensaios de laboratório, similarmente ao que ocorre para os aterros

compactados. Existe, entretanto, uma carência de métodos de projeto de aterro hidráulico

que maximize a densidade ou que pelo menos estabeleçam algum controle construtivo.

Mesmo que o valor da densidade não possa ser obtido na fase de projeto seria interessante,

como primeira tentativa, obter bases para especificar uma metodologia construtiva que

pudesse produzir depósitos mais estáveis.

Baseado na tentativa de estabelecer uma metodologia construtiva que pudesse prever o

30

comportamento dos aterros hidráulicos, faz-se necessário um estudo do processo

construtivo relacionado a estas estruturas. No caso dos aterros compactados a base

metodológica refere-se à energia de compactação empregada e a relação entre tipo de solo

e a umidade que produz a máxima densidade. Nos aterros hidráulicos o caminho inicial

seria avaliar os parâmetros hidráulicos envolvidos e a sua relação com o tipo de material a

ser transportado e em seguida prever as características do depósito formado. Observa-se

uma interdependência dos parâmetros hidráulicos, tais como: velocidade de fluxo, tamanho

de sedimentos, regime de fluxo e taxa de transporte com as características do aterro. Neste

contexto, a avaliação dos aterros hidráulicos esta intimamente ligada ao mecanismo de

transporte que o produz. Assim, percebe-se uma importante interação entre a Mecânica

dos Sedimentos e a Mecânica dos Solos no sentido de avaliar o comportamento dos aterros

hidráulicos. Algumas combinações teóricas, ensaios de simulação em laboratório e estudos

comparativos de campo tem se mostrado bastante importante na melhoria da qualidade e

técnica construtiva dos aterros hidráulicos.

Algumas correlações empíricas tem sido propostas de modo a descrever a separação de

partículas que ocorrem durante a deposição e a sua influência no valor da

compressibilidade e resistência destas estruturas (ABADJIEV, 1985a). Com relação aos

ensaios de laboratório, as contribuições ainda são um pouco limitadas no sentido de

estimar os parâmetros geotécnicos associados a estas estruturas. A maioria dos ensaios

desenvolvidos privilegiam a definição da geometria da praia dos aterros hidráulicos

(BLIGHT et al., 1985; BLIGHT, 1987; DE GROOT et al., 1988, WINTERWERP et al.,

1990). MELENT’EV et al. (1973) consideram que para uma determinada condição de

fluxo e um determinado tipo de material é possível obter um perfil único de equilíbrio.

SMITH et al. (1986); FAN & MASLIYAH (1990); BLIGHT (1994) e MORRIS &

WILLIAMS (1996) têm confirmado, tanto em laboratório como por ensaios de campo, as

observações a respeito do perfil proposto por MELENT’EV et al. (1973). A consideração

deste tipo de perfil típico representa uma importante característica relacionada aos aterros

hidráulicos e assim será tratada com mais detalhe nos itens subsequentes.

Considera-se assim, numa análise baseada nos diversos ensaios de laboratório, que a

maioria das contribuições estão associadas à determinação do ângulo de inclinação da praia

e às propriedades físicas do aterro em função dos parâmetros de descarga, como a

composição da mistura e velocidade de descarga. Segundo KÜPPER (1991) estes

31

resultados tem apresentado uma baixa contribuição na obtenção de relações entre as

características do aterro no campo devido às diferenças nas escalas campo e laboratório.

Entretanto, KÜPPER (1991) considera que experimentos bem controlados são necessários

para validar a importância destes ensaios na previsão dos comportamento dos aterros

hidráulicos. Neste contexto, KÜPPER (1991) desenvolveu um equipamento de simulação

de deposição hidráulica objetivando estudar as características geotécnicas dos aterros

hidráulicos. A grande vantagem deste tipo de estudo foi a possibilidade de efetuar

comparações diretas com dados obtidos a partir da deposição de campo realizada em

paralelo com as análises de laboratório. Os resultados apresentados por KÜPPER (1991)

serão discutidos e comparados com os dados obtidos neste trabalho.

Seguindo esta mesma linha de pesquisa FERREIRA et al. (1980) também apresentam

dados referentes a avaliação dos parâmetros geotécnicos dos aterros hidráulicos. Ambos os

estudos representam uma visão mais apurada das influências do processo de deposição no

valor da densidade. KÜPPER (1991) e FERREIRA et al. (1980) são os únicos estudos

reportados que analisam as estruturas lançadas hidraulicamente à luz dos parâmetros da

Mecânica dos Solos analisando principalmente o valor da densidade.

2.6.3. Geometria

As praias de aterros hidráulicos são formadas pela deposição da fração sólida após a lama

ser descartada. As propriedades da praia, incluindo a geometria, são funções das

características do material a ser depositado e do método de descarga. Observa-se que o

arranjo físico pode ser alterado em função destas variáveis e do processo de segregação

que ocorre na praia.

A geometria típica de uma praia de aterro hidráulico é definida por um perfil côncavo,

mais inclinado próximo o ponto de descarga se tornando mais suave na parte final da praia

(Figura 2.11). A inclinação média da praia e a forma côncava do perfil são fatores

importantes no projeto dos aterros hidráulicos. A inclinação média do talude determina o

comprimento da praia e este dado se torna importante na avaliação do tamanho e da

localização da lagoa de decantação. Consequentemente, o talude global terá uma

importante influência no arranjo físico geral da estrutura e na área ocupada pelo aterro. No

caso de barragens de rejeitos estes fatores podem afetar também outros aspectos

32

relacionados aos acessos a lavra e localização dos sistemas de britagem e tratamento do

minério. ��crista

h

i(x)

praia lagoa

H

L

Figura 2.11 – Esquema geométrico da praia de aterro hidráulico.

Embora a área do aterro e o arranjo físico da seção possam ser determinados usando

somente o talude global, para determinação do volume total do aterro são necessários o

conhecimento da inclinação global, da forma real da praia e da densidade. Estes fatores são

necessários para estimar os custos relativos ao projeto, tempo da construção, tamanho do

dique de partida, vida útil da barragem, capacidade de armazenamento, etc. No caso de

disposição de rejeitos, a habilidade de prever o perfil real da praia permite estimar a taxa

de alteamento da barragem e consequentemente planejar o cronograma da construção. Vê-

se claramente que a definição da geometria da praia é uma característica importante no

projeto e construção dos aterros hidráulicos.

A geometria dos aterros hidráulicos pode ser determinada pelas características da fração

sólida e pelos parâmetros de descarga como a vazão da lama, concentração e velocidade de

descarga. Alguns ensaios de simulação em deposição hidráulica (flumes) têm sido

realizados aplicados ao estudo da geometria dos aterros hidráulicos (FERREIRA et al.,

1980; BLIGHT et al., 1985; BLIGHT, 1987; DE GROOT et al., 1988, WINTERWERP et

al., 1990; KÜPPER, 1991). Os resultados destes ensaios mostraram que o talude global é

função da vazão de descarga, concentração da lama, diâmetro médio dos grãos da fração

sólida.

Para altos valores da vazão de descarga o talude resultante tende a ser mais suave,

entretanto para altos valores de concentração da lama o talude tende a ser mais íngreme. A

33

mesma condição ocorre quando o diâmetro das partículas aumenta, assim materiais mais

grossos tendem a apresentar taludes mais inclinados.

KÜPPER (1991) apresenta o mesmo esquema de variação da inclinação do talude com a

variação da vazão de descarga, concentração e tamanho da partícula analisando dados

oriundos de observações de campo. A Figura 2.12 mostra um decréscimo na inclinação

global do talude (altura máxima do depósito dividida pela distância entre a crista e a

extremidade final da praia) com o aumento da vazão de descarga da lama. É importante

notar que existe uma grande dispersão nos dados apresentados, mas este fato é justificado

pela dificuldade de obter em campo valores precisos da vazão de descarga além de

algumas dispersões devido às pequenas variações na distribuição granulométrica dos

materiais utilizados.

0

2

4

6

8

10

0 2000 4000 6000 8000Vazão de Descarga (l/min)

Incl

inaç

ão G

loba

l (%

) Küpper (1991)

Boldt (1988)

Figura 2.12 – Efeitos da vazão de descarga sobre a inclinação da praia de aterro hidráulico

no campo (modificado - KÜPPER, 1991).

Adicionalmente, são feitas análises do efeito da concentração no valor da inclinação global

do talude. Similarmente ao encontrado nas análises de laboratório, a inclinação tende a

crescer com o aumento da concentração da lama. A Figura 2.13 apresenta o efeito da

concentração no valor da inclinação global do talude (KÜPPER, 1991).

A influência do tamanho da partícula tem sido considerada como um fator fundamental na

formação dos taludes de rios e estuários (GILBERT, 1914; RUBEY, 1938 e MACKIN,

1948) e também dos leques aluviais (HOOKE, 1967;1968). A diminuição da inclinação do

talude com a diminuição do tamanho do sedimento e altas vazões de fluxo para os leques

aluviais foi observado por HOOKE & ROHRER (1979). A Figura 2.14 apresenta esta

consideração. Entretanto, o cruzamento entre as curvas na parte inferior do gráfico

34

representa uma condição anômala, sendo causado por efeitos de contorno ou pelo fato do

talude de equilíbrio não ter sido realmente atingido. A concentração da lama foi

considerada constante, embora possam ter havido pequenas variações durante o processo

de descarga. Esta simplificação é bastante grosseira e poderia ter contribuído também nos

erros mencionado anteriormente.

0

2

4

6

8

20 30 40 50 60 70Concentração (%)

Incl

inaç

ão G

loba

l (%

)Küpper (1991)Boldt (1988)Winterw erp et al. (1990)

Figura 2.13 – Efeitos da concentração da lama sobre a inclinação da praia de aterro

hidráulico no campo (modificado - KÜPPER, 1991).

3

6

9

12

15

40 90 140 190Velocidade de Descarga (cm3/s)

Incl

inaç

ão d

o Ta

lude

(%) D50 = 1,30 mm

D50 = 0,54 mm

D50 = 0,17 mm

210Vazão (cm3/s)

Figura 2.14 - Relação entre inclinação do talude e vazão para três diferentes tamanhos de

sedimentos (modificado - HOOKE & ROHRER,1979).

LANE (1955) propôs uma relação qualitativa para análise de morfologia de rios que

resume os efeitos da vazão, concentração da lama e tamanho da partícula para todos os

tipos de aterros hidráulicos, naturais e artificiais:

iQDQ f50s ∝ (2.1)

35

onde: Qs = vazão de sedimentos

Qf = vazão de fluido

D50 =diâmetro médio dos sedimentos

i = inclinação do talude

A Equação 2.1 é consistente com as tendências discutidas acima, podendo prever o

aumento da inclinação do talude com aumento do tamanho da partícula e da vazão de

sedimentos (concentração) e com o decréscimo da vazão do fluido.

O efeito da velocidade de descarga sobre a praia não tem sido diretamente discutido.

Entretanto, na maioria dos casos de construção de aterros hidráulicos a velocidade e a

vazão estão diretamente relacionadas desde que a descarga seja realizada por condutos de

seção constante trabalhando a seção plena. Neste caso um aumento ou decréscimo no valor

da vazão está associado a um aumento ou decréscimo no valor da velocidade. Assim

ambos os parâmetros causam o mesmo efeito sobre a inclinação da praia de aterro

hidráulico. Nestes casos a associação entre este dois parâmetros é aceitável para maioria

dos casos práticos. Entretanto, seria interessante fazer uma distinção entre efeitos

provocados por estes dois parâmetros de forma a permitir uma otimização dos diâmetros e

posição das tubulações de descarga.

Existem outros parâmetros relacionados ao processo de descarga que afetam a inclinação

do aterro. A altura do tubo de lançamento em relação à praia e sua inclinação em relação a

horizontal podem alterar significativamente as condições de fluxo e consequentemente a

geometria da praia de deposição. Estes parâmetros podem representar grandes variações no

processo de deposição, principalmente pela forma da cratera que se forma logo abaixo do

ponto de descarga e pelo direcionamento de fluxo no momento que toca a praia.

Como apresentado anteriormente os aterros hidráulicos desenvolvem um perfil côncavo

compatível com os parâmetros de fluxo envolvidos. O decréscimo da inclinação com a

distância pode ser explicado pela separação de partículas que ocorre sobre a praia

(MELET’EV et al., 1973; BLIGHT & BENTEL, 1983; BLIGHT et al., 1985 e BLIGHT,

1994). A praia é inclinada na região próxima ao ponto de descarga onde as partículas mais

grossas são depositadas e mais suave longe desta região onde as partículas mais finas são

predominantes. Este fato tende a concordar com o processo de segregação que é gerado na

36

praia onde as partículas maiores tendem a se concentrar na região próxima ao ponto de

descarga.

A segregação embora contribua com a concavidade da praia, KÜPPER (1991) apresenta

dados de praias côncavas obtidas a partir de depósitos uniformes de areias grossas, em que

a variação do tamanho do grão ao longo da praia de deposição é muito pequena. Este fato

revela que um outro fator também contribui para a definição da curvatura do perfil do

aterro, neste caso o efeito da infiltração da água na região próxima ao ponto de descarga.

Entretanto, o fator responsável pela formação dos taludes côncavos é a variação na

concentração de sedimentos da massa transportada. Perto do ponto de descarga a

concentração é alta, produzindo taludes mais íngremes. Com a perda da energia de

transporte os sedimentos vão depositando e a concentração da massa tende a cair a medida

que se afasta do ponto de descarga, consequentemente a concentração se torna

progressivamente menor e o talude formado vai se tornando mais abatido. Esta

consideração também foi apresentada por BLIGHT (1994) considerando que a maior

capacidade de transporte ocorre na porção inicial da praia ocorrendo uma maior

interferência na configuração do talude.

Considerando todos os efeitos que afetam a configuração da geometria das praias de

aterros hidráulicos, MELENT’EV et al. (1973) propuseram a existência de um perfil típico

de equilíbrio, condicionado pelas diferentes condições de fluxo e sedimentos que

interferem no processo de deposição, porém independente da escala de ensaio. Neste

contexto, MELENT’EV et al. (1973) consideram que este perfil típico pode ser descrito

pela seguinte equação:

n

Lx1

Hy

−= (2.2)

onde: L = comprimento da praia;

H = elevação máxima;

n = parâmetro adimensional que depende do material e do método de deposição.

A Figura 2.15 apresenta um esquema do perfil típico relacionado aos aterros hidráulicos,

37

mostrando a concavidade e a relação entre o comprimento e a altura da praia, parâmetros

referentes à Equação 2.2 proposta por MELENT’EV et al. (1973). Nota-se também uma

mudança na inclinação da praia quando o processo de deposição ocorre na região da lagoa

de decantação no final da praia. A Equação 2.2 está somente relacionada a praia do aterro,

submetida a uma condição de deposição aérea, ou seja, no caso do talude dentro da lagoa a

equação de MELENT’EV et al. (1973) não é válida.

Vários ensaios de campo e laboratório têm tentado demostrar a validade desta equação na

previsão do perfil das praias de aterros hidráulicos (BLIGHT & BENTEL, 1983; BLIGHT

et al., 1985; SMITH et al., 1986; FAN & MASLIYAH, 1990; BLIGHT, 1994 e MORRIS

& WILLIAMS, 1996). O objetivo principal é verificar a influência do tipo de material e do

processo de lançamento na obtenção dos valores de n e a conseqüente extrapolação para

realidade de campo.

x

y

L

HPERFIL DA PRAIA

ÁREA A*

LAGOA

Figura 2.15 – Esquema do perfil típico associado as praias de aterros hidráulicos

(modificado - MORRIS & WILLIAMS, 1996)

SMITH et al. (1986) mostraram que o perfil da praia pode ser descrito por uma relação

exponencial. Estes autores sugerem a seguinte a expressão para o perfil de equilíbrio:

−=

Lxbexpa

Hy (2.3)

onde: a e b são constantes dependentes do material e do método de deposição.

Considerando que para x = 0 por definição y tende a ser igual a H a equação 2.3 pode ser

38

modificada para:

−=

Lxbexp

Hy (2.4)

Esta simplificação foi considerada válida pelos experimentos realizados por SMITH et al.

(1986), em que os valores de a obtidos foram sempre próximos de 1. Nota-se que, embora

a Equação 2.4 define claramente o ponto de deposição (x = 0) ela não consegue definir o

ponto de interseção do final da praia com a superfície da lagoa de decantação (y = 0).

Quando a descarga da lama acontece sobre condições constantes a inclinação global não

varia muito durante o processo de deposição. O talude normalmente evolui a uma taxa

constante de inclinação, através de uma deposição paralela à deposição anterior. Este fato

foi observado em laboratório por SONI (1981) e FAN (1989). O talude formado é

considerado o talude de equilíbrio, significando uma dependência direta com os parâmetros

de descarga envolvidos no processo de deposição.

Se a concentração da lama, por exemplo, aumentar, o fluxo gerará uma nova condição de

deposição, assim o talude irá apresentar uma mudança em função das alterações

provocadas pela variação na concentração. Estas alterações irão ocorrer até a nova

configuração atingir o equilíbrio com este novo padrão de deposição. O mesmo tipo de

efeito irá ocorrer quando a concentração diminuir e a velocidade de fluxo aumentar, assim

um novo perfil será estabelecido devido ao processo de erosão que irá ocorrer na parte

inicial do talude. Para estas novas condições um perfil mais abatido será criado compatível

com a mudança de regime de fluxo. Atingido o equilíbrio, as alterações geométricas

tendem a ser paralisadas e o talude se desenvolve novamente sem alteração.

Para um dado valor de concentração, diâmetro médio de partículas e velocidade de fluxo

um perfil de praia irá se desenvolver de acordo com as considerações estabelecidas por

MELENT’EV et al. (1973). Este perfil irá ocorrer, dentro de um certo limite, considerando

a distância vertical e horizontal entre o ponto de descarga e o fim da praia. A forma do

perfil típico para um determinado conjunto de circunstâncias e propostas de projeto pode

ser encontrado pela analogia com ensaios de deposição em escala reduzida em laboratório,

desde que as condições do protótipo sejam semelhantes às condições simuladas pelo

39

modelo (BLIGHT, 1994).

Adicionalmente, BLIGHT (1994) considera que para determinadas condições específicas

de fluxo, concentração e descarga, o perfil típico proposto por MELENT’EV et al. (1973)

realmente ocorre em ambas situações no campo e nas simulações em laboratório. Através

da análises de vários perfis obtidos a partir de simulações feitas com rejeitos de ouro,

BLIGHT (1994) mostra boas correlações entre os perfis obtidos no campo para uma

concentração média de 50% e laboratório (Figura 2.16). Estes mesmos gráficos apresentam

a influência do valor do diâmetro e da concentração na configuração do perfil. Observa-se,

a partir da Figura 2.17, que a curvatura do perfil torna-se mais acentuada quando o valor da

concentração aumenta e a que as diferenças entre os perfis de campo e laboratório se

acentuam quando o diâmetro médio das partículas aumenta.

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,00,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

x/L

y/H

70% de sólidos50% de sólidos

60% de sólidos

Perfil de campo

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0

y/H

x/L

70% de sólidos


Perfil de campo

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0

y/H

x/L

Perfil de campo


70% de sólidos

a)

c)

b)

Figura 2.16 – Comparação entre o perfil típico de Melent’ev a partir de simulações no

campo e laboratório: a) material total; b) material fino; c) material grosso (modificado –

BLIGHT, 1994).

Pode-se considerar uma boa correlação entre os dados de campo e laboratório relacionada

à configuração do talude e à sua dependência direta com os parâmetros que condicionam o

40

processo de deposição. Estas considerações justificam a importância das simulações em

laboratório no estudo do comportamento dos aterros hidráulicos. Contudo, ressalta-se que

um controle rigoroso deve existir na concepção dos modelos propostos.

MORRIS & WILLIAMS (1996) apresentam estudos relativos a semelhança cinemática dos

modelos e protótipo, que é assegurada pela semelhança entre os parâmetros de descarga e

contornos de fluxo presentes no modelo e no protótipo. Entretanto, a semelhança completa

é fisicamente impossível nestes tipos de modelos hidráulicos. Consequentemente, os

modelos de uma forma geral privilegiam semelhanças dos parâmetros dominantes,

enquanto asseguram que os outros efeitos sejam os menores possíveis, adotando-se

algumas simplificações. Baseado nestas dificuldades de simulação considerou-se que as

análises do perfil típico obtido a partir dos modelos reduzidos ainda são imprecisas, sendo

necessário dispor-se um maior volume de dados e investigações para validar complemente

estas investigações.

Apesar de basearem-se em poucos dados MORRIS & WILLIAMS (1996), e

posteriormente MORRIS & WILLIAMS (1998), consideram que a relação exponencial se

ajusta melhor ao estabelecimento do perfil típico que a relação de potência. Além disso, a

inclinação da praia na região da lagoa de decantação definida pela equação proposta por

MELENT’EV et al. (1973) é incompatível com os conceitos da Engenharia Hidráulica

(WILLIAMS & MORRIS, 1989). Baseado nestas considerações defendeu-se o uso da

relação exponencial em lugar relação de potência.

Considerando a proposta de estimativa da área abaixo do perfil típico dos aterros

hidráulicos, baseado na integração direta das equações propostas em relação ao

comprimento, pode-se assim estimar o volume de material estocado. Verifica-se que a

difernça entre as duas considerações é bem pequena, da ordem de 1%. Neste contexto,

MORRIS & WILLIAMS (1996) consideram que existe uma diferença muito pequena,

neste caso, para justificar a escolha de uma ou outra equação. Entretanto, a sensibilidade de

previsão global de ambas as equações é proporcional aos erros oriundos da má escolha dos

parâmetros de entrada.

É importante ressaltar que existem dificuldades de aplicar as Equações 2.3 e 2.4 em

projetos que ainda não tenham sido desenvolvidos ou sem referência passada de casos

41

semelhantes. Neste caso, mesmo que se tenha o conhecimento dos parâmetros n ou b

relativos a um certo tipo de material ou parâmetros de descarga, somente a relação entre

x/L e y/H é conhecida. Neste caso estes dados não são suficientes para definir o perfil,

exceto quando se conhece o valor de H ou L relativos ao protótipo ou ao modelo. A

solução para problema poderia estar na escolha do valor de H baseado em especificações

de projeto e o valor de L poderia ser calculado a partir da posição do sistema de descarga e

a extremidade final do aterro. Neste caso ter-se-ia a posição final da lagoa de decantação.

DE GROOT et al. (1988) e WINTERWERP et al. (1990) consideram a existência de um

talude de equilíbrio gerado a partir de um balanço entre a sedimentação e a erosão. Esta

consideração parece ser relevante na análise da evolução da superfície do aterro, em que

cada nova superfície tende a ser paralela à superfície anterior, mantendo o equilíbrio do

processo.

A importância no estabelecimento do perfil típico constitui um interessante desafio

relacionado ao fenômeno físico, principalmente considerando as diferentes variáveis

hidráulicas e transporte de sedimentos envolvidas. Entretanto, o estabelecimento do perfil

típico relacionado às praias de aterros hidráulico representa uma grande vantagem no

estabelecimento de projetos e metodologias construtivas relativas à este tipo de estrutura.

Neste caso poder-se-ia analisar a vida útil da barragem, o comprimento máximo em função

da altura de projeto e a conseqüente instalação da lagoa de decantação. Adicionalmente,

poder-se-ia otimizar processo de descarga, pela avaliação da melhor posição dos canhões

de lançamento e obter um maior controle das características do aterro.

Embora descreva de maneira razoável as características geométricas da praia de aterros

hidráulicos, o perfil típico apresenta várias dificuldades de obtenção, principalmente na

fase de projeto. A determinação das constantes adimensionais é uma tarefa bastante difícil,

e mais complexo ainda é avaliar os fatores que realmente as afetam.

2.7. CARACTERIZAÇÃO GEOTÉCNICA DOS ATERROS HIDRÁULICOS

A maioria dos materiais utilizados em aterros hidráulicos são não-coesivos, sendo bastante

simples de caracterizar em relação às argilas, embora existam algumas estruturas de

armazenamento de rejeitos que apresentam granulometria fina. Os solos não-coesivos são

42

tradicionalmente complexos sob o ponto de vista de amostragem e inspeção e o

comportamento destes materiais é dominado basicamente pela composição, densidade in

situ, estrutura e estado de tensões. Existe uma grande tendência da utilização de ensaios de

campo na previsão do comportamento dos solos arenosos, embora os ensaios de

laboratório, desde que bem controlados, têm-se mostrado bastante eficazes nas previsões

qualitativas das características do processo de deposição hidráulica.

A utilização dos ensaios de campo visa contornar os problemas relativos a obtenção de

amostras representativas da realidade de campo e a conseqüente validade dos ensaios de

laboratório. Assim, tem-se verificado a utilização dos ensaios de campo na previsão dos

parâmetros de resistência e compressibilidade dos solos arenosos relacionados aos valores

da densidade in situ. Adicionalmente, esta aplicabilidade tem se estendido às simulações de

laboratório. Neste caso é necessário, também, avaliar as características do depósito

formado nos modelos em escala reduzida, assim irá ocorrer o mesmo problema de

avaliação da densidade. Neste contexto, a utilização de equipamentos miniatura,

compatíveis com a realidade destes pequenos depósitos, tem se mostrado eficaz e tornando

viável a utilização dos resultados oriundos destas investigações.

Considerando a importância do valor da densidade nas estruturas construídas

hidraulicamente, o ensaio de cone tem sido incorporado aos programas recentes de

controle de qualidade destas estruturas. Este tipo de ensaio apresenta várias vantagens

sobre os métodos de controle baseados somente em avaliações de laboratório, pois permite

avaliar a qualidade do aterro em regiões abaixo e acima do nível freático e facilita a

detecção de material não granular ou quantidades excessivas de partículas finas. Além

disto, estes ensaios são relativamente rápidos e baratos, possibilitando a execução de um

extenso programa de investigações concentrado sobre uma mesma região, gerando dados

que podem ser imediatamente disponibilizados (ATHMER & PYCROFT, 1986).

A determinação da densidade das areias é bastante difícil, pois a obtenção de amostras

perfeitamente representativas é praticamente impossível. A densidade do material é

normalmente afetada durante o processo de amostragem, mesmo mantendo todos os

cuidados necessários. Além disso, os processos de amostragem demandam muitos

cuidados e requerem um enorme consumo de tempo, principalmente quando a amostragem

é realizada a grandes profundidades.

43

Devido às razões apresentadas acima tem-se procurado obter métodos alternativos e mais

precisos de avaliar a densidade dos depósitos arenosos. Os ensaios de determinação da

densidade in situ tem-se mostrado uma excelente ferramenta no sentido de obter valores

mais realísticos da densidade, embora ainda seja necessário calibrar os procedimentos e

diminuir o empirismo das correlações disponíveis.

LUNNE et al. (1997) apresenta uma descrição qualitativa da aplicabilidade dos ensaios de

cone na previsão do comportamento dos solos arenosos. Destaque tem sido dado ao

equipamento de cone elétrico e o piezocone devido a precisão com que estes equipamentos

podem prever a densidade, o perfil e a variabilidade granulométrica dos solos arenosos.

BEGEMANN (1965) foi o primeiro a sugerir que os parâmetros de resistência obtidos a

partir dos ensaios de cone poderiam ser usados na classificação das camadas do solo. Este

tipo de aplicação tem gerado bons resultados a partir da aplicação de equipamentos mais

modernos, como o cone elétrico e o piezocone. A base desta identificação esta vinculada à

variação dos resultados do cone em função das características do solo. No caso dos solos

arenosos existe uma tendência em apresentar altas resistência de ponta e baixos

coeficientes de atrito lateral.

Entretanto, existem vários fatores que influenciam os parâmetros oriundos do ensaios de

cone. Estudos teóricos e ensaios de laboratório têm mostrado que a tensão horizontal

efetiva ( ) tem efeito dominante sobre a resistência do cone e o atrito lateral (LUNNE et

al., 1997). A história de tensões do solo torna-se significante na interpretação do valores

obtido nos ensaios de cone. As correlações de densidade relativa e resistência ao

cisalhamento nas areais são também bastante influenciadas pelas tensões horizontais. A

compressibilidade influencia significativamente a resistência de ponta e o atrito lateral.

Assim, areias altamente compressíveis tendem a apresentar baixas resistências de ponta e

de uma maneira geral alto índice de atrito lateral (LUNNE et al., 1997).

'hoσ

Algumas correlações tem sido feitas entre a densidade relativa e a resistência dos solos

baseados nos resultados obtidos a partir dos ensaios de cone. No caso dos solos arenosos

um aumento no valor da densidade representa um aumento no valor do ângulo de atrito.

De acordo com MEIGH (1987) o valor do ângulo de atrito pode ser estimado usando o

44

valor da densidade relativa como um parâmetro intermediário. Esta consideração está

baseada no trabalho realizado por SCHMERTMAN (1978) cujas correlações obtidas entre

este dois parâmetros esta apresentada na Figura 2.17.

28

32

36

40

44

0 20 40 60 80 100Densidade relativa, Dr (%)

Âng

ulo

de a

trito

,'(o )

28

32

36

40

44

PEDREGULHO UNIFORME

PEDREGULHO-AREIA-SILTE BEM GRADUADO

AREIA GROSSA UNIFORME

AREIA MÉDIA BEM GRADUADA

AREIA MÉDIA UNIFORME

AREIA FINA UNIFORME

AREIA FINA BEM GRADUADA

Figura 2.17 – Correlações entre o ângulo de atrito e a densidade relativa para solos

granulares (modificado – SCHMERTMAN, 1978).

Outros tipos correlação têm sido propostas entre as porosidades relativas e a resistência dos

aterros construídos com rejeitos arenosos de minério de ferro baseadas em avaliações e

campo e ensaios de laboratório (ESPÓSITO, 2000 e LOPES, 2000). Entretanto, estas

correlações ao invés de apresentarem relações lineares, tendem a mostrar que para este tipo

de material esta relação tende a ser exponencial.

Alguns ensaios de cone tem sido realizados no sentido de estabelecer correlações entre a

densidade relativa das areias e avaliar sua sensibilidade e acurácia. Alguns estudos têm

sido realizados considerando camadas superficiais e submetidas a baixas tensões (KARKI,

2000) visando avaliar as potencialidades do cone na previsão dos parâmetros geotécnicos

de diques construídos hidraulicamente e aterros rodoviários construídos com solos

arenosos.

Adicionalmente, tem sido estudado os efeitos da forma e do tamanho do cone nos valores

obtidos a partir do ensaios de cone e os problemas relativos a interpretação dos resultados.

Uma ênfase tem sido dada à aplicabilidade do cone miniatura na rotina dos ensaios de

45

campo e em modelos reduzidos em laboratório.

Um outro fator relacionado aos aterros arenosos e que se torna impossível de ser

reproduzido em laboratório devido a sua completa destruição no processo de reconstituição

de amostras refere-se ao efeito do envelhecimento (aging). Este fenômeno representa um

ganho de resistência provocado pelas alterações na micro-estrutura do depósito com o

tempo (GARGA & TRONCOSO, 1990).

SHANKER (2000) também realizou estudos considerando o efeito do envelhecimento dos

depósitos arenosos. Neste trabalho, as análises também foram realizadas a baixas

profundidades e utilizando diferentes equipamentos de avaliação in situ. A importância

deste trabalho foi avaliar as potencialidade dos ensaios de campo, principalmente do ensaio

de cone e mini-cone na previsão e quantificação deste fenômeno com o tempo.

A importância da caracterização da densidade é justificada pela necessidade de garantir a

estabilidade da estrutura. Depósitos fofos, saturados, estratificações, variações

granulométricas, efeitos de envelhecimento etc. geram uma grande variabilidade nos

parâmetros geotécnicos associados aos aterros hidráulicos e necessitam ser avaliados. Um

grande problema relacionado às estruturas construídas hidraulicamente tem sido a

formação de depósitos com baixas densidades e consequentemente susceptíveis ao

processo de liquefação.

Como descrito anteriormente, a maioria das rupturas ocorridas no início do século foram

devidas ao potencial de liquefação do aterros quando submetidos a carregamentos

dinâmicos. Certamente estas rupturas estavam relacionadas ao empirismo técnico da época

ou mesmo ao desconhecimento do potencial de liquefação destas estruturas. Os soviéticos

pouco se atentaram para o problema da liquefação, e para evitar este tipo de problema, a

prática soviética não recomendava a utilização de barragens de areias em zonas de alta

sismicidade. Em zonas assísmicas os soviéticos não revelam nenhuma preocupação com o

potencial de liquefação de suas barragens de areia.

Estes problemas associados aos depósitos arenosos mostraram a necessidade de avaliar o

seu potencial de liquefação. De acordo com MORETTI & CRUZ (1996) os primeiros

estudos foram realizados por A. Casagrande e algumas décadas depois por CASTRO

46

(1969). Estes autores avaliaram potencial de liquefação mesmo sob condições estáticas,

através da utilização de ensaios não drenados de tensão controlada. O procedimento destes

ensaios consistia em romper os corpos de prova a volume constante e sem alívio do

carregamento. A avaliação foi feita usando corpos de prova moldados para diferentes

valores de índices de vazios e em função deste parâmetro poderiam liqüefazer

complemente, liqüefazer parcialmente ou dilatar. Outros estudos visando a caracterização

do potencial de liquefação baseados em carregamentos dinâmicos foram realizados

inicialmente por SEED & LEE (1966).

2.8. ATERROS HIDRÁULICOS APLICADOS A BARRAGENS DE REJEITOS

No caso de disposição de rejeitos existem poucas opções técnicas de construção

comparadas com as diversas técnicas utilizadas na maioria das barragens de acumulação de

água, principalmente pela imposição de técnicas de baixo custo associadas ao volume de

rejeito a ser estocado e à viabilidade das operações da mina, fatores preponderantes para a

manutenção da técnica de aterro hidráulico. Além disso, as operações de mina produzem

rejeitos úmidos cujo meio de transporte mais viável e econômico é por via hidráulica.

Assim, o método de aterro hidráulico é naturalmente atrativo para construir estruturas de

retenção de rejeitos.

Os rejeitos não apresentam valor econômico direto, mas existe uma importante pressão

para se estabelecer um método mais econômico de disposição de rejeitos. A construção de

uma barragem de rejeito é feita pela própria mineradora e a barragem é alteada de acordo

com a necessidade de armazenamento do rejeito. Este processo apresenta uma vantagem

econômica quando comparado com as barragens compactadas convencionais que são

usualmente finalizadas num curto período de tempo antes do enchimento. Entretanto, o

controle construtivo destas barragens de rejeito é na maioria das vezes pobre e podem

ocorrer rupturas associadas a má aplicação das práticas construtivas e ao descaso técnico.

Dentre os métodos de construção de barragens pela técnica de aterro hidráulico o mais

antigo, mais simples e econômico é o Método de Montante. Neste método o rejeito é

lançado a montante da crista por canhões (spigots) e/ou por hidro-ciclones em um único

ponto de descarga ou em linha sobre a praia do aterro, que servirá de suporte para o

próximo alteamento (Figura 2.18).

47

MÉTODO DE LINHA DE CENTRO

LAGOAN. A.

PRAIA DE REJEITO

REJEITODUTO

DIQUE DE PARTIDA

MÉTODO DE JUSANTE

REJEITODUTO

LAGOA N. A.

PRAIA DE REJEITO

DIQUE DE PARTIDA

MÉTODO DE MONTANTE

LAGOA N. A.

PRAIA DE REJEITO

DIQUE DE PARTIDA

REJEITODUTO

Figura 2.18 - Métodos construtivos de barragens de rejeitos.

Apesar de várias barragens de rejeitos terem sido construídas de uma maneira aceitável, as

rupturas eram comuns devido a diversos problemas de ordem construtiva e geotécnica.

Este fato revelou, inicialmente, que o método original de montante não resultava em

estruturas seguramente adequadas e assim propostas de modificações desta estrutura

tradicional eram defendidas. Isto também, resultou no aumento da utilização dos Métodos

da Linha de Centro e de Jusante (Figura 2.18).

O Método de Jusante tem a vantagem de que a barragem não é alteada sobre o rejeito

previamente depositado, existindo uma previsão de compactação e controle de percolação

através da instalação de sistemas de drenagem durante a evolução do aterro. O Método de

Linha de Centro é uma variação do Método de Jusante, porém o alteamento da crista segue

verticalmente e não para jusante e a construção pode ocorrer rapidamente usando a fração

grossa do underflow do ciclone. Um tapete drenante pode ser instalado no momento em

que a barragem é construída, possibilitando o controle da linha de saturação.

Analisando o documento elaborado pelo Comitê Internacional de Grandes Barragens

(ICOLD, 1989) verifica-se que a maioria das barragens construídas no passado privilegiava

a técnica de alteamento à montante. Durante muitas décadas este método foi usado

empiricamente, com um baixo controle construtivo. Neste caso, o método de montante

envolvia a construção de pequenos diques inicias e os rejeitos eram descarregados na

direção de montante no topo destes diques. O dique era alteado com o rejeito obtido da

48

parte seca e em seguida recoberto com a camada seguinte de deposição. Com este

procedimento o material seguinte era sempre depositado sobre camadas fofas constituídas

pelo próprio rejeito. Com esta configuração a barragem estava sujeita a riscos de rupturas

provocadas pela possibilidade de elevação da linha freática e processos de liquefação,

devido à condição fofa e saturada do rejeito.

Embora potencialmente susceptível a riscos de ruptura e desaconselhada através da norma

NBR 13028 (ABNT, 1993), as barragens construídas por alteamentos sucessivos à

montante ainda representam uma opção usual no processo disposição de rejeitos no Brasil.

Este fato é reforçado pela facilidade executiva e economia diluída ao longo do período de

construção.

CARRIER (1991) entretanto, recomenda que as barragens alteadas à montante devam ser

evitadas devido justamente ao prolongado tempo de construção, que dificulta o controle e o

acompanhamento dos projetos. Outro ponto também mencionado refere-se à dificuldade de

prever o comportamento não drenado destas barragens na fase de projeto. Embora com

estas restrições, CARRIER (1991) conclui que estes fatos não inviabilizam a técnica de

montante recomendando a utilização de um projeto condicionado à realização de análises

de estabilidade drenadas e não drenadas durante os alteamentos e que se estabeleça uma

integração perfeita entre o projeto e a construção.

Analisando o contexto mundial das barragens de rejeito, verifica-se uma grande

contribuição da experiência chilena neste tipo de projeto. VALENZUELA (1996) relata

que o Chile tem uma importância fundamental no processo de disposição de rejeitos,

devido a grande quantidade de rejeitos produzidos. Neste país a utilização de barragens

tem sido uma alternativa bastante viabilizada pela maioria das mineradoras. Até 1960 a

maioria das barragens de rejeitos no Chile eram construídas utilizando a técnica de aterros

hidráulicos com o próprio rejeito e alteadas à montante. Existem poucos casos de utilização

do método de linha de centro neste período. Considerando que o Chile apresenta grande

atividade sísmica e que a maioria das rupturas das barragens de rejeitos estavam associadas

aos processos de liquefação, verificou-se que a adoção do método de montante deveria ser

revista. Este fato foi impulsionado pela ruptura das barragens de Barahona e El Cobre

causando perdas humanas, contaminação ambiental e destruição de cidades.

49

Estas rupturas geraram amplas discussões a respeito das metodologias construtivas até

então empregadas e uma forte pressão publica resultou no estabelecimento de normas de

projeto e controle construtivo das barragens de rejeitos. Como conseqüência desta

pressões, os projetos passaram a ter um caráter extremamente conversativo. Em 1970, o

governo Chileno assinou um decreto de regulamentação de construção e operação de

barragens de rejeitos. Este decreto estabelecia uma série de normas, restrições e

procedimentos de projeto. A permissão para construção de barragens de rejeitos estava

condicionada ao cumprimento deste decreto, e após sua implantação nenhuma barragem de

rejeito pelo método de montante foi construída no Chile (VALENZUELA,1996).

Observa-se que embora com dimensões catastróficas, as rupturas ocorridas no Chile até

1970 podem ser interpretadas como um grande aprendizado, mostrando a importância de

estudos sismológicos adequados e a caracterização do potencial de liquefação associados a

estes tipo de depósitos. Estes estudos evidenciam a importância do controle geotécnico

vinculado às barragens de rejeitos no sentido de garantir a segurança e a adequabilidade

dos projetos.

Neste contexto, VALENZUELA (1999) apresenta algumas considerações relativas ao

projeto e construção de barragens de rejeito no Chile:

adoção do método de Jusante;

utilização de rejeitos granulares provenientes do processo de ciclonagem;

adoção de taludes de jusante de 1:4;

porcentagem de finos no material da ordem de 10 a 20% em peso, mas garantindo uma

permeabilidade final acima de 10-4 cm/s;

utilização de um eficiente sistema de drenagem;

manutenção do reservatório distante do barramento;

monitoramento das poro-pressões através de instrumentação;

controle e avaliação do sistema de drenagem.

Pode-se considerar que, embora muitas rupturas tenham ocorrido, um grande número de

barragens de rejeito construídas pelo método de montante apresentaram um desempenho

satisfatório. As rupturas eram comuns devido a falta de controle dos parâmetros

geotécnicos e até mesmo durante a fase de construção. Observa-se que, ainda hoje existe

uma grande dificuldade de se estabelecer metodologias construtivas que envolvam todas as

50

variáveis envolvidas no processo de construção destes tipos de estruturas. Neste sentido

pode ser citada a experiência canadense mostrando a viabilidade do método de montante

em regiões de baixa a moderada sismicidade, revelando um bom desempenho destas

estruturas condicionada a um controle construtivo e de projeto (MARTIN &

TISSINGTON, 1996).

Devido à sua grande aplicabilidade, o projeto e construção de barragens de rejeitos tem

atraído um grande número de pesquisadores desde a década de 70 (MITTAL &

MORGENSTERN, 1975; KLOHN, 1981; VICK, 1983). Outros também são citados por

MORGENSTERN (1985) e MORGENSTERN & KÜPPER (1988). E mais recentemente

ESPÓSITO (2000) e LOPES (2000) apresentaram estudos de controle de qualidade destes

tipos de barragens usando métodos estatísticos baseados no controle da porosidade de

campo. Estas experiências atuais com aterros hidráulicos na construção de barragens de

rejeitos tem revelado certas características que atuam sobre o projeto e o desempenho das

estruturas e que são bastante importantes nas várias aplicações desta técnica. KÜPPER

(1991) considera, entretanto, que as mais significativas são: segregação, drenagem,

densificação e resistência à sismos.

Assim, a necessidade de analisar o desempenho das barragens de rejeitos com o objetivo

de aumentar sua segurança advém do crescimento deste tipo de estrutura no processo de

disposição de rejeitos utilizado pela maioria das minerações em todo mundo e da grande

quantidade de rejeito a ser estocado. No contexto da segurança e qualidade técnica tem-se

notado um aumento das exigências de projeto, mudanças nos métodos construtivos,

controle geotécnico mais rigoroso nos projetos e durante a fase de construção. Neste

contexto, medidas de controle do nível freático, processo adicionais de densificação,

implantação de sistemas eficientes de drenagem e utilização de camadas de transição têm

sido incorporados aos processo construtivos atuais. O empirismo soviético ainda representa

um elemento básico na viabilidade desta tecnologia, mas a utilização dos aterros

hidráulicos como estrutura viável e econômica de disposição de rejeitos tem contribuído

para o avanço tecnológico desta metodologia, sendo responsável pelo seu resgate técnico e

reavaliação da segurança e estabilidade do método de montante.

Neste contexto, a Geotecnia tem contribuído muito para melhoria da qualidade dos

projetos relacionados à disposição de rejeitos. Nota-se, hoje, que muitas barragens

51

construídas pelo método de montante teriam se mantido estáveis se tivesse havido um

controle geotécnico na fase de projeto e construção. O conhecimento dos efeitos das

variáveis hidráulicas e sua importância no processo de formação do depósito poderiam

otimizar o processo construtivo e garantir a qualidade dos aterros hidráulicos. As análises

de laboratório, mesmo com limitações relativas ao efeito de escala, têm apresentado um

potencial importante na avaliação da densidade, segregação, geometria e estrutura dos

depósitos. Enfim, pode-se afirmar que o controle geotécnico associado a um processo

controlado de deposição durante a fase de construção da barragem poder-se-á reduzir a

gama de fatores que prejudicam o desempenho e a segurança destas estruturas. Assim, os

métodos de controle de campo juntamente com as análises de laboratório podem contribuir

de forma sistemática e efetiva na qualidade técnica dos aterros hidráulicos.

52

CAPÍTULO 3

SIMULAÇÕES FÍSICAS DO PROCESSO DE DEPOSIÇÃO

HIDRÁULICA

3.1. INTRODUÇÃO

O gerenciamento do material depositado hidraulicamente é uma importante componente na

avaliação do comportamento dos aterros hidráulicos. Observa-se que quando a lama é

descartada, as partículas mais grossas e/ou mais pesadas tendem a depositar formado a

praia, enquanto as partículas finas e água tendem a se concentrar na parte final do depósito,

formando muitas vezes uma lagoa de decantação. Embora conhecendo este mecanismo

básico de transporte e deposição que gera o processo de segregação, as variações nos

parâmetros de descarga podem causar outros tipos de alteração em que a experiência e/ou

os conceitos teóricos são insuficientes para avaliar o que realmente ocorre no processo de

formação destes depósitos.

Mudanças nas características do material, na concentração, na vazão de descarga e outros

efeitos podem alterar profundamente o mecanismo de deposição e alterar

significativamente as propriedades físicas e mecânicas dos aterros hidráulicos. Analisando

os parâmetros geotécnicos associados a estes tipos de depósito, verifica-se que as

alterações no processo de formação podem representar mudanças significativas na

estabilidade dos aterros, provocadas por variações nas características de deformabilidade,

resistência e permeabilidade.

A ausência de dados técnicos tem feito com que a maioria dos projetos de aterros

hidráulicos concentrem-se basicamente na análise da geometria e arranjo físico do aterro.

As especificações construtivas de controle tem sido relacionadas puramente às

experiências prévias. As análises de estabilidade e percolação são feitas comumente a

53

partir da adoção de parâmetros que muitas vezes estão muito longe dos valores reais do

aterro. Além disso, o processo de deposição hidráulica cria características estruturais

típicas como estratificações, acamamentos, micro-estruturas deposicionais, etc., em função

das diversas variáveis que controlam o processo de deposição e que não podem ser

reproduzidas em laboratórios convencionais de Mecânica dos Solos. Então, uma proposta

de solução destes problemas poderia estar na interface entre a Mecânica dos Sedimentos e

a Mecânica dos Solos através de uma combinação de técnicas de ensaios de laboratório,

estudos de campo e aspectos teóricos.

Neste contexto, existe uma grande aplicabilidade na utilização de modelos físicos de

simulação em laboratório visando estudar o comportamento de aterros hidráulicos. No

ensaio de simulação de deposição hidráulica (Flume), os mecanismos de deposição podem

ser observados de perto e os ensaios podem ser desenvolvidos de forma mais econômica e

controlada do que no campo. Além disso, é possível a realização de um grande número de

ensaios simulando os efeitos das variáveis que controlam os processos de deposição

hidráulica, principalmente vazão, concentração e possivelmente a altura de lançamento do

rejeito.

3.2. CARACTERÍSTICAS DOS ENSAIOS DE SIMULAÇÃO FÍSICA

De uma maneira geral os ensaios de deposição hidráulica representam uma importante

ferramenta na avaliação das propriedades dos aterros hidráulicos. Contudo, existem

algumas limitações e dificuldades associadas à obtenção dos fatores de escala relacionados

aos fenômenos hidráulicos que envolvem transporte de sedimentos. Um fator limitante é

vinculado à simulação do tamanho da partícula, pois sua representação em escala atinge

limites em que ela se torna demasiadamente fina de modo que as forças coesivas são

introduzidas, podendo invalidar o modelo (SHARP, 1981 e GOMES, 1993). Existem

também limites práticos para parâmetros variáveis como densidade e viscosidade do fluido,

além da densidade do sedimento e o próprio regime de escoamento. Entretanto, uma

aproximação lógica da escala real para os testes de laboratório pode ser feita usando os

conceitos de modelagem hidráulica (YALIN, 1971; SHARP, 1981) ou utilizando o

processo da semelhança (HOOKE, 1968) que serão apresentados com mais detalhes no

Capítulo 4.

54

Em resumo, o processo da semelhança é uma aproximação direta que fornece uma base

para geração de hipóteses e que pode revelar novas informações a respeito dos processos e

tendências de comportamento, associados a conclusões qualitativas extraídas do sistema

experimental aplicadas ao sistema de campo. Esta forma de aproximação é bem adaptada

ao estudo dos mecanismos da deposição hidráulica em que o interesse está em investigar os

conceitos gerais relevantes aos aterros hidráulicos e não um caso em particular. É baseado

neste princípio que a maioria dos ensaios de simulação de deposição hidráulica tem sido

propostos e as análises realizadas apresentam geralmente um caráter puramente qualitativo.

3.3. CARACTERÍSTICAS DOS DIFERENTES ENSAIOS DE SIMULAÇÃO DE

DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA REPORTADOS NA LITERATURA

Inúmeros ensaios de simulação de deposição hidráulica (Flume) são reportados na

literatura envolvendo fluxo de água e sedimentos. Muitos destes ensaios são destinados ao

estudo da resistência de fluxo, taxa de transporte de sedimentos e estratigrafia de depósitos

para condições específicas de fluxo e sedimentos dentro de um contexto sedimentológico

ou hidrodinâmico. Somente alguns ensaios foram desenvolvidos para estudos específicos

de comportamento de aterros hidráulicos enfatizando aspectos geotécnicos (FERREIRA et

al. 1980; BLIGHT et al., 1985; DE GROOT et al., 1988; FAN & MASLIYAH, 1990;

KÜPPER,1991). A maioria dos equipamentos existentes apresenta propostas semelhantes,

diferindo apenas na concepção de projeto e arranjo físico. Entretanto o controle das

variáveis que afetam o processo é bastante similar durante a execução do ensaio.

Em geral a maioria destes ensaios representa uma avaliação global do processo de

deposição hidráulica. A maioria dos estudos está relacionada com a previsão do talude de

equilíbrio para uma condição específica de fluxo. Além disso, alguns deles apresentam

resultados relevantes às características físicas e mecânicas dos aterros formados. As

principais diferenças encontram-se relacionadas ao arranjo físico e às características do

sistema de alimentação e descarga.

3.3.1. Ensaio de simulação do aterro da barragem de Porto Primavera

Um equipamento foi construído com o objetivo de auxiliar os estudos de viabilidade do

projeto e construção da Barragem de Porto Primavera, inicialmente projetada para ser 55

construída com a técnica de aterros hidráulicos. Estes estudos de laboratório, apresentados

por FERREIRA et al. (1980), seguiram a metodologia e a norma soviética, baseada

principalmente na adoção de ensaios de simulação de deposição hidráulica em laboratório

para avaliar as potencialidades e características do material disponível quando aplicado à

técnica da hidromecanização. Este procedimento foi extensivamente utilizado pelos

soviéticos até a consolidação do método e o estabelecimento de tecnologias e normas de

construção. Com a normalização e utilização em larga escala do processo de

hidromecanização, os ensaios de laboratório passaram a ter um uso restrito na rotina

soviética, mas foram largamente utilizados na fase inicial de implantação da técnica

(FILIMONOV, 1979).

Nos estudos da barragem de Porto Primavera, o processo de deposição foi realizado com

um material tipicamente arenoso de granulometria fina (D50= 0,20 mm) oriundo das áreas

de empréstimo. Um equipamento de simulação foi construído, constituído de um canal de

11,0 m de comprimento, 0,8 m de largura e 0,8 m de altura, acoplado a um sistema de

descarga com alimentação independente de água e areia. A água era descarregada através

de um vertedor triangular e a areia através de um dispositivo de controle de saída.

Entretanto, antes de entrar no canal, a água e a areia eram misturadas num tubo vertical que

abastecia os vários bocais instalados em diferentes alturas ao longo deste tubo. Os bocais

tinham um pequeno prolongamento direcionado para cima, possivelmente para diminuir o

impacto da descarga. Um sistema de comportas foi utilizado para concentrar o fluxo em

cada bocal separadamente e manter o processo de elevação do aterro. Assim, a medida que

o aterro evoluía as comportas dos bocais superiores eram sucessivamente abertas. A Figura

3.1 apresenta um esquema geral do equipamento utilizado por FEREIRA et al. (1980).

Areia

Água

Praia

Piscina flutuante Piscina real

Nível máximoNível mínimo

Tubo dedrenagem

Comporta deemergência

Núcleo (Silte e Argila)Transição (Areia e Silte)Espaldar (Areia)

Figura 3.1 – Arranjo físico do equipamento utilizado por FERREIRA et al. (1980).

56

A parte inferior do canal era constituída de uma base de cascalho revestida com uma

camada de concreto magro. O controle de drenagem era feito pelo fundo do canal por

aberturas de 20 cm na camada de concreto magro e revestidas com geotêxtil. Uma válvula

de controle de drenagem, ligada a estes drenos, era usada para controlar o fluxo após o

processo de deposição, mantendo uma velocidade de fluxo da ordem de 4m/s. A abertura

desta válvula era feita após a estabilização das leituras dos piezômetros instalados na base

e nas laterais do canal.

Foram realizados apenas três ensaios adotando uma concentração em torno de 10% em

peso. A vazão específica de descarga (vazão nominal dividida pela largura do canal) variou

entre 3,3 a 13 cm3/s. FERREIRA et al. (1980) dividem o depósito em três regiões em

função das características granulométricas do material obtidas após a deposição. Uma

porção inicial considerada como espaldar, predominantemente arenosa, uma porção

intermediária, zona de transição, constituída por siltes e areias, e uma porção final, com

material mais fino, considerada com núcleo (Figura 3.1). Analisando os resultados obtidos

por FERREIRA et al. (1980), observa-se um nítido padrão de segregação por tamanho

devido ao processo de deposição hidráulica e as características do sedimento. O padrão de

estratificação em todos os casos foi sempre horizontal, embora tenha sido destacada a

presença de meandros em todos os ensaios que poderiam ter alterado o padrão de

estratificação obtido.

As avaliações da concentração foram realizadas durante todo período de realização da fase

de deposição. Algumas amostras foram coletadas na extremidade final do canal com o

objetivo de verificar a perda de material durante o ensaio, principalmente quantificar a

perda de finos. Após o processo de descarga e a conseqüente estabilização do depósito a

drenagem era liberada, aguardando cerca de 72 h para iniciar os ensaios de determinação

da massa específica seca e distribuição granulométrica em pontos espaçados a cada meio

metro ao longo do canal. Estas medidas foram realizadas em amostras coletadas na base e

no topo do depósito. A permeabilidade foi determinada a partir de amostradores cilíndricos

cravados nas direções horizontal e vertical em relação a direção das estratificações. Os

ensaios de cisalhamento direto foram realizados com amostras obtidas no depósito porém

em laboratório nas mesmas condições de campo.

Os resultados obtidos revelam uma densidade de 58% para o material depositado no canal, 57

correspondendo a uma massa específica seca de 1,6 g/cm3. Algumas dispersões foram

encontradas devido às variações no processo de deposição que as vezes ocorria debaixo

d’água, pelo aumento excessivo do nível máximo da lagoa existente no final do canal.

As diferenças no valor da permeabilidade nas direções vertical e horizontal confirmaram a

anisotropia provocada pelas estratificações. A relação kh/kv variou entre 1 e 10. O valor da

permeabilidade obtido a partir de amostras moldadas em laboratório com o mesmo índice

de vazios foram sistematicamente inferiores aos obtidos para o fluxo perpendicular às

estratificações. Esta característica indica que o rearranjo de grão na remoldagem criou um

caminho mais longo (sinuoso) de percolação (FERREIRA et al., 1980).

A compressibilidade obtida para as amostras remoldadas também foi levemente menor que

a obtida para amostras indeformadas obtidas no canal, o que significa que a

hidromecanização conduz a formação de uma certa estrutura, talvez mantida pelas forças

capilares. Entretanto, as diferenças encontradas foram bem pequenas.

Os parâmetros de resistência foram semelhantes para os três ensaios, mesmo realizando

rupturas nas direções paralela e perpendicular às estratificações. Os valores dos ângulos de

atrito obtidos variaram entre 30 e 32o para todos os ensaios. Este fato denota que a

influência da anisotropia, tipo de moldagem, metodologia e execução dos aterros, nestas

simulações de laboratório, foram muito pequenas.

3.3.2. Ensaio de Lakefield (Canadá)

Este tipo de investigação reportada por KÜPPER (1991) constou da realização de ensaios

de simulação de deposição hidráulica objetivando obter dados para o projeto da Barragem

de Rejeitos de East Kemptville, Nova Scotia. Uma série de ensaios foi realizada com

diferentes inclinações no canal de simulação e diferentes concentrações. Contudo,

KÜPPER (1991) relata que somente os dados referentes à distribuição granulométrica do

material grosso utilizado nos ensaios foram disponibilizados. Estes dados são relativos a

dois ensaios realizados com valores de concentração de 20 e 45%. Infelizmente, não

existem referências sobre os valores da vazão utilizada e nem sobre os procedimentos de

ensaio. A não existência de uma lagoa de decantação é único dado referente a configuração

do depósito e a forma de deposição. As informações sobre a geometria relatam a formação 58

de taludes mais íngremes nas simulações de laboratório comparados com os taludes

encontrados no campo usando o mesmo material.

3.3.3. Ensaios realizados na África do Sul

BLIGHT et al. (1985) apresentam alguns detalhes dos ensaios de simulação de deposição

hidráulica realizados na Universidade de Witwatersrand, África do Sul. O objetivo destes

ensaios era estudar o conceito do perfil típico proposto por MELENT’EV et al. (1973). De

acordo com BLIGHT (1994) estes estudos iniciaram a partir da tradução dos trabalhos

publicados por Melent’ev na década de 70. A idéia da determinação do perfil típico

associado as praias de aterros hidráulicos mostrava ser bastante relevante no processo de

disposição de rejeitos, principalmente pela possibilidade de obter dados a respeito do

volume de material estocado, área ocupada e vida útil do depósito.

Os ensaios foram realizados com diferentes tipos de rejeitos de mineração de ouro, cobre,

platina, bauxita e carvão adotando valores de concentração de 50, 60 e 70%. O canal de

deposição usado era de pequenas dimensões com um comprimento de aproximadamente

2,0 m e o sistema de alimentação consistia de um reservatório único de 220 l, com ponto

de descarga localizado na base do reservatório. BLIGHT et al. (1985), embora usando um

reservatório único para água e partículas sólidas, não apresenta detalhes de como a

concentração da lama era mantida constante durante o processo de descarga e nem da

maneira como a lama era descartada no canal. Os procedimentos de ensaio e os valores das

vazões utilizadas também não são apresentados. A maioria das análises envolvendo o perfil

típico baseou-se em comparações dos valores de concentração no campo e laboratório.

Estudos mais recentes apresentados por BLIGHT (1994) seguem esta mesma linha de

pesquisa e as informações referentes aos ensaios e equipamento são também limitadas.

Entretanto, alguns dados sobre a segregação e a distribuição granulométrica são

apresentados evidenciando sua influência na configuração global do perfil da praia obtida.

As conclusões apresentadas revelam a dificuldade do entendimento completo do perfil

típico, mas consideram que o perfil obtido é fundamentalmente influenciado pela

concentração, distribuição granulométrica e características do processo de deposição.

59

3.3.4. Ensaios realizados no US Bureau of Mines

Estes ensaios foram realizados pelo US Bureau of Mines Research Centre, localizado no

estado de Washington (EUA), e apresentados por Boldt em 1988 citado por KÜPPER

(1991). Nestes ensaios foram utilizados rejeitos de cobre e prata (D50 = 0,0135 mm) e

rejeitos de uma mineração mista de cobre, prata e chumbo (D50 = 0,097mm).

A deposição era realizada em um canal inclinado construído com perfis de madeira. O

rejeito era misturado com a água em um tanque de alimentação de 6400 l e em seguida

bombeado para dentro do canal de deposição a uma vazão constante. A vazão adotada nos

ensaios variou entre 58 e 130 l/min. A concentração, também mantida constante durante

cada ensaio, variou entre 20 e 57%. De acordo com KÜPPER (1991) ocorreram alguns

distúrbios no fluxo provocados pelo efeito das paredes do canal e uma conseqüente

alteração na formação do depósito.

Após a deposição, o aterro era parcialmente drenado, seguindo-se a coleta das amostras,

usando amostradores de parede fina tipo Shelby para realização de ensaios de resistência,

permeabilidade e análise granulométrica. A geometria final da praia era avaliada pela

medida direta da inclinação do talude obtendo-se sua inclinação média.

3.3.5. Ensaios realizados em Delft, Holanda

Os ensaios do grupo de Delft, Holanda foram realizados dentro de um programa

experimental e teórico associado ao estudo do comportamento dos diques de contenção

construídos na parte sudeste da Holanda. A maioria destas estruturas está relacionada às

pequenas barragens para contenção de cheias cuja técnica construtiva empregada tem sido

a técnica de aterros hidráulicos (DE GROOT et al., 1988; WINTERWERP et al., 1990 e

WINTERWERP et al., 1992). As análises realizadas visaram basicamente otimizar o

processo construtivo destas estruturas e melhorar a qualidade da metodologia construtiva

empregada.

A proposta inicial foi a avaliação do processo de deposição que ocorria após a lama ser

descartada sobre uma camada pré-depositada ou mesmo diretamente sobre o material de

fundação. Assim, foram realizadas medidas de campo e simulações em laboratório em 60

diferentes escalas juntamente com os estudos teóricos associados ao processo de

deposição. Dados recentes de barragens já construídas também serviram de base para a

avaliação dos dados e estudos comparativos.

Foram usados dois equipamentos de simulação de deposição hidráulica de diferentes

dimensões para analisar três tipos de areias de granulometria fina a média (Tabela 3.1). Os

valores de concentração adotados variaram entre 32 e 68% e a vazão de descarga de

sedimentos variou de 7 a 35 l/min para o equipamento de pequena escala. Para o

equipamento de grande escala, os valores da vazão variaram entre 180 e 2700 l/min e os

valores de concentração mantiveram aproximadamente os mesmos valores adotados no

equipamento de menores dimensões, porém cobrindo uma faixa maior entre 0 e 64 % (DE

GROOT et al., 1988). É importante notar que os valores de vazão utilizados foram muito

maiores que os normalmente utilizados para maioria dos ensaios de simulação reportados

na literatura, além disso ressalta-se que a concentração foi obtida em termos de volume e

não pela relação entre pesos.

Tabela 3.1 – Dimensões e arranjo dos equipamentos de simulação e o programa de ensaios

realizados em Delft, Holanda (modificado - WINTERWERP et al., 1990).

Dimensões e arranjo físico Equipamento de pequenas dimensões Equipamento de grandes dimensões

Comp. – Largura – Prof. (m) 1,5 – 0,118 – 0,045 9,0 – 0,3 – 0,3

Volume do reservatório (m3) 0,067 10,0

D50 da camada pré-depositada na base do canal (mm) 0,134 0,500

Sistema de controle de fluxo Válvula de controle manual Medidor de fluxo eletromagnético

Alimentador de areia e água Sistema independente Circuito fechado e recirc. da mistura

Vazão específica (m2/s) Entre 1 e 5 10, 20, 30, 50, 100 e 150

Concentração (%) Entre 15 e 45 0, 5, 10 , 20, 30, 40

D50 da mistura (mm) 0,134 0,120 e 0,225

As análises foram feitas baseadas em medidas de campo e laboratório. No campo, os dados

eram obtidos a partir do acompanhamento do processo de deposição durante o período de

construção. As avaliações envolviam o controle da vazão de descarga, concentração da

lama, profundidade de fluxo, largura do canal, inclinação da praia e distribuição

granulométrica. No laboratório, os dados eram obtidos a partir de equipamentos especiais

de medição construídos especialmente para avaliar o processo de deposição nestas

simulações e controlar as variáveis de descarga.

61

O equipamento de simulação em grande escala consistia de um canal de 9,0 m de

comprimento com inclinação ajustável e sistema de alimentação único da água e

sedimentos. O material na parte final do canal era coletado e bombeado novamente para

dentro do reservatório através de um sistema de recirculação. A Figura 3.2 apresenta um

esquema do arranjo físico do equipamento de grandes dimensões utilizado nestas

investigações. Detalhes adicionais destes equipamentos são também apresentados por

MASTBERGEN et al. (1988) e BZUIJEN & MASTBERGEN (1988).

A definição do perfil de equilíbrio foi um ponto importante destas investigações.

WINTERWERP et al. (1990) considera que um talude de equilíbrio é alcançado quando

existe um balanço entre a sedimentação e a erosão, formando um sistema dinamicamente

estável que é responsável pela configuração global da geometria do depósito.

Válvula de controle de fluxo

Tanque com sistema de mistura

Canal

Bomba

Inclinação ajustávelCâmara de amortecimento

9,00 m

0,30 m

Figura 3.2 – Esquema do equipamento desenvolvido em Delft, Holanda (modificado - DE

GROOT et al., 1988).

Algumas medidas de densidade são reportadas objetivando avaliar a estabilidade destas

estruturas. Estes ensaios foram realizados nas simulações em laboratório e no campo,

utilizando principalmente o mini-cone holandês. Vale ressaltar que a utilização dos ensaios

de cone na previsão das densidades destes depósitos é uma rotina da prática holandesa,

principalmente nos aterros construídos acima d’água. Como os aterros construídos

possuíam partes também submersas, verificou-se baixos valores de densidades quando o

62

material era depositado sob a água em relação aos valores obtidos em regiões secas.

Observou-se, também, uma baixa influência dos parâmetros de descarga quando o material

era lançado debaixo d’água. Entretanto as características dos sedimentos apresentaram

grande influência nos depósitos construídos nestas regiões. De uma maneira geral os dados

obtidos em deposições acima d’água apresentaram valores de densidade 4 a 5% maiores

que os obtidos a partir do mesmo processo embaixo d’água, consequentemente menos

susceptíveis ao processo de liquefação.

A inclinação do talude foi bastante influenciada pela granulometria do material e pelos

parâmetros de descarga. Baseado nestes dados, WINTERWERP et al. (1992) propuseram

uma formulação empírica para avaliar a característica do talude do depósito. Esta fórmula

foi obtida a partir de análises dos dados obtidos no campo e no laboratório em função dos

parâmetros de fluxo e das características do sedimentos. De uma maneira geral, os

resultados obtidos, a partir da formulação proposta, apresentaram boa concordância com

dados oriundos das simulações físicas.

Embora tenha sido proposta, inicialmente, uma análise da estabilidade destas estruturas, os

parâmetros analisados referem-se basicamente à geometria do aterro, sendo os parâmetros

geotécnicos pouco explorados nestas investigações. A densidade foi usada apenas como

um parâmetro comparativo e nenhuma consideração é feita relacionando este parâmetro

com as variáveis de deposição ou características dos sedimentos.

A grande vantagem destas investigações foi a adoção de tecnologias de ponta de medição

no próprio depósito, levando ao desenvolvimento de equipamentos especiais para

viabilizar estas medições e à garantia da qualidade e precisão dos parâmetros hidráulicos

nas regiões próximas à superfície do depósito. Uma importante análise foi realizada com

relação à variação da concentração ao longo da profundidade de fluxo na extensão do

depósito. A Figura 3.3 mostra como a concentração é alta na região próxima a superfície

do aterro, atingindo valores de 35% para areias com D50 = 0,120 mm e 40% para areias

com D50 = 0,225 mm (WINTERWERP et al., 1990).

A partir dos resultados obtidos, concluiu-se que um talude mais suave é formado quando a

velocidade de fluxo é pequena e o processo de sedimentação é preponderante em relação a

erosão. Entretanto, para altas velocidades, o fluxo tende a erodir a camada já depositada e o 63

talude resultante é geralmente mais íngreme. Embora analisando este balanço existente

entre a erosão a deposição em função da velocidade de descarga, WINTERWERP et al.

(1990) consideram que o talude de equilíbrio das praias de aterros hidráulicos é função da

concentração média, densidade dos grãos, ângulo de atrito entre os grãos e não

exclusivamente da velocidade de fluxo. Adicionalmente, consideram que as mudanças que

ocorrem no talude formado são responsáveis pelas variações nos parâmetros obtidos

durante e após o processo de deposição.

1,0

0,8

0,6

0,4

0,2

00 10 20 30 40

Distribuição deconcentração

c (%)10203040

q = 0,10 m2/sD = 0,12 mm

Teórico

Concentração - c (%)

Posi

ção

verti

cal r

elat

iva

- z /

h

Figura 3.3 – Variação da concentração ao longo da profundidade de fluxo (modificado -

WINTERWERP et al., 1990).

3.3.6. Equipamento da Universidade de Queensland, Austrália

Estes ensaios, apresentados por FOURIE (1988), visaram a determinação do perfil típico

associado a cada tipo de material ensaiado. O objetivo principal destes estudos era a

caracterização dos depósitos de rejeitos, visando avaliar sua capacidade de

armazenamento, geometria, área de estocagem de rejeitos e vida útil das barragens, e assim

otimizar o processo construtivo e aumentar a qualidade destes projetos. Neste contexto,

FOURIE (1988) considera que a caracterização da geometria do depósito, relacionada a

um tipo específico de rejeitos, seria um fator importante nos projetos e construção de 64

barragens de rejeitos. Entretanto, são ressaltadas as dificuldades em obter estes parâmetros

na fase inicial dos projetos, devido principalmente a falta de conhecimento do

comportamento do material quando submetido ao processo de deposição hidráulica. Uma

vez mais se reforça a aplicabilidade das simulações de laboratório como uma fonte

importante na obtenção dos parâmetros geométricos do depósito.

O equipamento usado na Universidade de Queensland consiste de um canal de 2,0 m de

comprimento, 0,6 m de largura e 0,6 m de profundidade. O sistema de alimentação é

constituído por um único reservatório de água e sólidos e dotado de um agitador elétrico

que garante a manutenção da concentração constante. A descarga da lama no canal era

feita através de um controlador de fluxo, constituído de um tubo horizontal com quatro

furos de 1,0 cm de diâmetro localizados na parte inferior ao longo da largura do canal.

Uma placa de dissipação de energia foi instalada logo abaixo do controlador de fluxo

evitando erodir a crista do depósito, minimizando o impacto da descarga. A Figura 3.4

apresenta um esquema simplificado do equipamento de simulação utilizado na

Universidade de Queensland.

Reservatório de rejeitos

Controlador de fluxo

Tanque coletor

Placa de amortecimento

2,00 m

0,60 m

Depósito

Figura 3.4 – Esquema simplificado do equipamento de simulação desenvolvido na

Universidade de Queensland (modificado – MORRIS & WILLIAMS, 1996).

65

Durante a realização do ensaio, o fluxo de lama era regulado através de uma válvula que

mantinha uma vazão constante de 8,30 cm3/s. A formação da lagoa na extremidade final do

canal foi evitada pela instalação de um sistema de drenos na mesma cota da base do canal

que impedia a concentração da água na porção final do depósito, aumentando o

comprimento da praia com deposição sempre acima d’água.

Os rejeitos utilizados foram de granulometria fina, oriundos das minerações de bauxita,

níquel e carvão localizadas em regiões próximas à Queensland. KÜPPER (1991),

analisando também estes ensaios, considera que os materiais utilizados se comportaram

como lamas não segregáveis e desta forma não puderam ser comparados com os outros

ensaios de simulação reportados na literatura, por apresentar reologia distinta. Nas lamas

não segregáveis, os sólidos e o fluido não se comportam independentemente, atuando

como um fluido viscoso e neste caso os fenômenos físicos envolvidos são totalmente

distintos em relação aos demais casos estudados que envolvem lamas segregáveis,

formadas por grãos mais grossos.

Durante o processo de deposição foi evidente a observação do transporte de sedimentos na

camada de base do depósito. As partículas se depositavam rapidamente próximo ao ponto

de descarga e logo eram arrastadas pelo fluxo de material subsequente que atingia a

camada. Observa-se que, embora utilizando partículas finas, o mecanismo de transporte

predominante foi de arraste de fundo.

Com relação a geometria do depósito, FOURIE (1988) mostra uma variação da geometria

do depósito com a concentração da lama para as simulações realizadas com o rejeito de

carvão. Pela Figura 3.5 pode-se observar uma grande dependência da geometria da praia

com o teor de sólidos. Estas análises mostram que para baixas concentrações o perfil tende

a ser bastante suave, quase horizontal, em oposição às altas concentrações que tendem a

torná-lo mais inclinado. Entretanto, a adição de dispersantes apresentou uma influência

significativa na configuração do perfil. O ensaio número 1 mostrado na Figura 3.5, embora

com uma concentração de 43% apresentou um perfil bastante abatido, devido à influência

do dispersante segregando as partículas.

Algumas evidências de perfil convexo foram apresentadas, mas estas condições são

bastantes particulares quando comparadas com outros ensaios de simulação realizados.

FOURIE (1988) considera que esta particularidade poderia estar relacionada à baixa

segregação que ocorreu nestes ensaios, em oposição ao que acorreu com os perfis 66

côncavos, onde o processo de segregação foi mais evidente. Ainda neste caso, o acúmulo

de partículas grossas na porção inicial do depósito gerou uma praia mais inclinada. Embora

mencionando este comportamento atípico, FOURIE (1988) parece não concordar com

estas disparidades, sugerindo maiores investigações no sentido de comprovar e validar esta

hipótese.

0

1

2

3

4

5

0 25 50 75 100 125 150 175Distancia do ponto de descarga (cm)

Altu

ra a

cim

a da

bas

e (c

m)

1 - c = 43% c/ Dispersante

2 - c = 50% s/ Dispersante



Figura 3.5 – Perfis de praias de rejeitos de carvão obtidos a partir de simulações em

laboratório (modificado – FOURIE, 1988).

No estabelecimento do perfil típico característico destes tipos de depósito este autor adota

a relação potencial proposta por MELENT’EV et al. (1973) apresentada na Equação 2.2.

De acordo com estas investigações o valor de n é bastante sensível às variações na

distribuição granulométrica, mas pouco influenciado pela concentração e pelas

características da água que compõe a mistura.

Alguns ensaios de adensamento utilizando uma célula edométrica tipo Rowe (ROWE &

BARDEN, 1966) foram realizados objetivando avaliar o coeficiente de permeabilidade do

material depositado. Os resultados obtidos revelam que o coeficiente de permeabilidade é

bastante influenciado pela graduação dos material desde o ponto de descarga até a porção

final do depósito.

3.3.7. Equipamento do Departamento de Química da Universidade de Alberta,

Canadá

O objetivo destes ensaios era estudar a variação do perfil da praia de aterro hidráulico em

67

função do tempo e da distancia ao ponto de descarga para diferentes valores de

concentração e vazão de descarga (FAN, 1989). As características do equipamento

utilizado foram descritas por FAN & MASLIYAH (1990), consistindo de um canal de 4,87

m de comprimento, 0,31 m de largura e 0,46 m de profundidade. O canal possui um

dispositivo de ajuste de inclinação, embora todos os ensaios tenham sido realizados com

uma inclinação fixa de 0,54%. Um sistema de alimentação independente descarregava os

sólidos e água em um alimentador mecânico que assegurava a concentração e vazão

constante durante o ensaio. O material excedente da deposição era coletado e decantado na

parte final, visando avaliar a quantidade de sedimentos que não conseguiam depositar

durante a evolução do ensaio.

O material utilizado foi uma areia média e fina (D50 = 0,267 mm) com massa específica

das partículas sólidas de 2,65 g/cm3. O processo de deposição foi realizado para vazões

variando de 114 a 280 m3/s e concentrações inferiores a 14%. A evolução do perfil foi

acompanhada através fotografias sucessivas ao longo do comprimento do canal. Estas

fotografias possibilitaram avaliar a geometria do depósito e as características da camada

formada em função dos diferentes parâmetros de fluxo utilizados.

Concordando com os ensaios apresentados anteriormente, a capacidade de transporte de

sedimentos por suspensão era muito baixa. Neste contexto, a maioria dos grãos tendia a

depositar rapidamente e o mecanismo de transporte predominante era de arraste de fundo,

por saltação ou rolagem. A parte mais inclinada do talude ocorreu próxima ao ponto de

descarga, apresentando uma configuração côncava e tornando mais abatido na parte final.

A Figura 3.6 mostra fotografias sucessivas do perfil obtido durante a evolução do ensaio,

mostrando a configuração do perfil ao longo do processo de deposição, podendo ser

observado também a presença de estratificações horizontais.

Os dados obtidos a partir dos ensaios de simulação foram utilizados de forma sistemática

nas formulações matemáticas para determinação do perfil baseadas, principalmente, nos

diferentes parâmetros de descarga. FAN & MASLIYAH (1990) relatam a influência da

concentração da mistura na inclinação do talude e principalmente na velocidade de

crescimento do depósito. Embora as variações nas vazões de fluxo apresentaram pouca

influência na inclinação do talude, seu efeito foi considerável na velocidade de evolução do

depósito. 68

A formulação numérica foi baseada na analogia ao transporte de sedimentos que ocorre em

leitos de rios usando a equação clássica de transporte de sedimentos proposta por MEYER-

PETER & MÜLLER (1948), embora com algumas adaptações para realidade do problema.

Os dados obtidos a partir desta formulação apresentaram boa concordância com os dados

obtidos em simulações de laboratório. Adicionalmente, FAN & MASLIYAH (1990)

utilizaram a equação empírica para o perfil típico mestre proposta por SMITH et al. (1986),

Equação 2.3, e da mesma forma obtiveram bons resultados.

Figura 3.6 – Visão geral do perfil obtido em ensaios de simulação no Departamento de

Química da Universidade de Alberta (modificado - FAN & MASLIYAH, 1990).

É importante observar que a abordagem de FAN (1989) enfatiza os aspectos

sedimentólogicos e hidráulicos dos depósitos. Apesar de utilizar uma estreita e baixa faixa

de valores de concentração e vazão de fluxo, as características das simulações são muito

próximas do esquema de transporte que ocorre nos aterros hidráulicos em função da

pequena profundidade de fluxo adotada nestas simulações.

3.3.8. Equipamento do Departamento de Engenharia Civil da Universidade de

Alberta, Canadá

Estes ensaios foram descritos por KÜPPER (1991) e são bastante relevantes nas análises

69

do comportamento dos aterros hidráulicos. A densidade foi um importante parâmetro

analisado nestas investigações aliado às considerações geotécnicas relacionadas aos

projetos e metodologias construtivas dos aterros hidráulicos. Um intenso programa

experimental envolvendo simulações de campo e laboratório foi desenvolvido por

KÜPPER (1991), objetivando avaliar a influência dos parâmetros de descarga no

comportamento dos depósitos construídos hidraulicamente. Os principais parâmetros

analisados estão relacionados com as características granulométricas do material

empregado, vazão de descarga e concentração da mistura.

O programa experimental constou da avaliação do comportamento durante e após o

processo de deposição de três tipos diferentes de areias submetidas a diferentes valores de

vazão e concentração em um equipamento de simulação de deposição hidráulica. A Tabela

3.2 apresenta as características básicas das areais utilizadas nestas investigações.

Tabela 3.2 – Parâmetros médios das areias usados nos ensaios de simulação em laboratório

(modificado – KÜPPER, 1991).

Areia D50 (mm) D10 (mm) % de finos D90/D10 D60/D10

SS 0536 0.348 0 3.16 1.70

TS 0.178 0.090 4 3.16 2.17

KS 0.466 0.251 0 3.98 2.18

SS – areia comum comercialmente encontrada na região de Edmonton; TS – rejeito arenoso da Mina de Syncrude em Alberta, obtida nas parte mais alta do depósito; KS – areia artificial, comercializada pela indústria Kiel como areia # 7.

Adicionalmente, foram realizados ensaios na Mina de Syncrude, avaliando o processo de

deposição no campo. A importante contribuição das simulações de campo foi a

possibilidade de realizar um controle rigoroso das variáveis de deposição e obter dados

mais realísticos dos parâmetros de descarga no campo e a conseqüente caracterização do

depósito na escala real. Este fato é um dos de maior relevância nos estudos desenvolvidos

por KÜPPER (1991), principalmente analisando a grande dificuldade relacionada ao

controle destas variáveis no campo. Normalmente o processo de deposição no campo

ocorre como conseqüência das características do beneficiamento e processamento dos

minérios, sendo difícil alterar ou mesmo controlar a sua evolução. No caso das

investigações realizadas por KÜPPER (1991) houve um controle bastante razoável do

processo de deposição no campo viabilizando as comparações propostas.

70

O equipamento utilizado nas simulações em laboratório consistiu de um canal de 6,1 m de

comprimento, 0,6 m de largura e 1,2 m de profundidade. O canal principal era dividido em

duas partes de 0,3 m otimizando a execução dos ensaios, pois a estabilização da praia e

coleta de amostras podiam ser realizadas simultaneamente com outro processo de

deposição ocorrendo no canal adjacente. Esta divisão interna podia também ser removida

aumentado a largura do canal.

O sistema de alimentação era independente e a mistura era formada pela descarga conjunta

de água e areia em um funil de alimentação acoplado ao controlador de fluxo. A entrada de

água era controlada por um medidor de fluxo e areia era descarregada através de um

vibrador helicoidal que controlava a quantidade de areia necessária para atingir a

concentração pré-definida. Um controlador de fluxo garantia a uniformidade da descarga e

evitava os efeitos provocados pelas paredes do canal pela instalação de palhetas, paralelas

às paredes do canal, no interior do controlador. É importante notar que adoção deste tipo

de controlador de fluxo apresentou uma importante função na manutenção da

características do fluxo ao longo do canal, pela minimização dos distúrbios provocados por

possíveis turbulências devido ao atrito nas paredes. A Figura 3.7 apresenta uma visão geral

do equipamento desenvolvido por KÜPPER (1991).

Figura 3.7 – Visão geral do equipamento de simulação desenvolvido por KÜPPER (1991)

na Universidade de Alberta.

71

Os ensaios foram realizados pela deposição da lama preparada para diferentes valores de

concentração em peso variando entre 5 a 40% e submetida a diferentes valores de vazão

entre 3 e 20 l/min, sobre uma camada plana de areia pré-depositada no fundo do canal. A

evolução do perfil resultante era acompanhada através de medições realizadas em vários

intervalos de tempo durante a deposição e no final do ensaio.

KÜPPER (1991) apresenta uma descrição detalhada das características de fluxo sobre o

depósito pela observação direta da deposição que ocorria no canal, o que é considerado

fundamental para o entendimento do processo de formação das praias no ensaios de

simulação. A profundidade de fluxo foi bastante pequena e a concentração bastante alta,

caracterizando o transporte que ocorre no processo de formação dos aterros hidráulicos no

campo. O tipo de transporte foi caracterizado pelo arraste hidráulico das partículas que

depositavam rapidamente logo que saiam do controlador de fluxo, tendendo a se

movimentar por rolagem e/ou saltação. De acordo com BAGNOLD (1973) esta camada

fina que se move justamente acima da camada estacionária é que constitui a carga de

fundo, cujo movimento é devido ao contato sólido-sólido.

Durante a deposição, o fluxo na praia tende a se concentrar em canais criando meandros

que tendem a se separar e/ou se juntar ao longo da superfície do depósito, formando

pequenos canais preferenciais de fluxo, provocando alterações na configuração do talude

pela formação de pequenas ilhas ou barreiras. Para altas velocidades de fluxo, o fluido

tende a cobrir toda extensão do depósito minimizando a influência das ilhas e das barreiras.

As alterações provocadas pelo mecanismo de deposição que ocorre nos depósitos em

função dos parâmetros de descarga tiveram uma influência significativa no valor da

densidade do material depositado ou mesmo da camada já depositada, podendo ser

observadas lineações e estratificações horizontais neste tipos de depósitos.

Para determinação da densidade do material foram obtidas amostras ao longo do canal de

deposição. Amostras adicionais foram obtidas para análises da estrutura do material e para

realização de ensaios triaxiais. Devido aos problemas relacionados ao processo de

amostragem de solos arenosos, KÜPPER (1991) relata a execução de ensaios para

quantificar o grau de amolgamento das amostras durante o processo de cravação dos

amostradores. Assim um cilindro bi-partido foi cravado junto à parede do canal, sendo

observadas as alterações na estrutura do material. Verificou-se através das paredes 72

transparentes do canal que um anel de cerca de 1,0 cm em contato com a parede do

amostrador indicava traços de amolgamento. É importante considerar que os amostradores

usados por KÜPPER (1991) tinha dimensões da ordem de 7,5 e 10,0 cm de diâmetro e

consequentemente apresentam grandes problemas relacionados a amostragem em

depósitos formados em laboratório, cujas dimensões são bem reduzidas. Após a cravação

amostras eram levemente congeladas e em seguidas extraídas dos amostradores e o anel

supostamente perturbado era desbastado. As amostras eram mantidas congeladas até o

momento de serem utilizadas.

KÜPPER (1991) apresenta a influência da concentração e da vazão de fluxo nas

características do depósito. De uma maneira geral o perfil obtido foi côncavo de baixa

inclinação, tendendo a ser tornar mais íngreme com o aumento da concentração e

decréscimo da vazão de fluxo. A Figuras 3.8 e 3.9 mostram a variação do perfil global em

função da concentração e da vazão de descarga, respectivamente, para os ensaios

realizados com o rejeito da Mina de Syncrude.

0

5

10

15

20

0 10 20 30 40 5Concentração (%)

Incl

inaç

ão G

loba

l (%

)

0

TS (Q= 5l/min) TS (Q= 10l/min) TS (Q=15l/min) TS (Q=20l/min)

Figura 3.8 – Variação do talude global com a concentração para simulações em laboratório

do rejeito da Mina de Syncrude (KÜPPER, 1991).

Com relação a densidade, as altas concentrações tenderam a formar depósitos mais fofos

em oposição a vazão que tende a formar depósitos mais densos quanto mais rápida for a

descarga de lama. A Figura 3.10 apresenta a relação entre a massa específica seca e a

concentração e a Figura 3.11 mostra a variação deste mesmo parâmetro com a vazão de

73

descarga para as simulações em laboratório da deposição do rejeito da Mina de Syncrude.

0

5

10

15

20

0 5 10 15 20 25Vazão (l/min)

Incl

inaç

ão G

loba

l (%

) TS (c=2%)TS (c=6%)TS (c=10%)TS (c=15%)TS (c=20%)TS (c=25%)TS (c=30%)TS (c=35%) TS (c=40%)

Figura 3.9 – Variação do talude global com a vazão para simulações em laboratório do

rejeito da Mina de Syncrude (KÜPPER, 1991).

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

1,55

1,6

0 10 20 30 40 5Concentração (%)

0

d (g

/cm

3)

TS

Figura 3.10 – Variação da massa específica seca com a concentração para o rejeito da Mina

de Syncrude (modificado – KÜPPER, 1991).

Com relação ao processo de segregação, os materiais depositados hidraulicamente

apresentam uma variação do diâmetro médio (D50) com a distância ao longo do canal. De

uma maneira geral os grãos grossos tendem a depositar primeiro e os mais finos tendem a

depositar mais longe. Isto é válido para os grãos de mesma característica mineralógica, em

que a densidade das partículas é a mesma e o tamanho é o fator predominante no processo

74

de seleção hidráulica. Contudo, KÜPPER (1991), usando o mesmo tipo de sedimento,

relata que na maioria dos resultados obtidos o valor de D50 tendeu a aumentar com o

aumento da distância ao ponto de descarga. Uma das justificativas encontradas para estas

tendências foi o alto grau de uniformidade destes materiais e a possibilidade de que as

partículas finas possam ter sido removidas durante a deposição. De acordo com KÜPPER

(1991), nos ensaios com o rejeito da Mina de Syncrude, o coeficiente de não uniformidade

(CU) obtido após a simulação apresentou um valor menor que o do material originalmente

ensaiado. De uma forma geral pode-se concluir que as variações na distribuição

granulométrica com a distância para os ensaios realizados não apresentaram nenhuma

correlação com os valores de concentração e vazão adotados, possivelmente pela

uniformidade do material ensaiado.

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

1,55

1,6

0 5 10 15 20 25Qt (l/min)

d (g

/cm

3)

TS

Figura 3.11 – Variação da massa específica seca com a vazão de descarga para o rejeito da

Mina de Syncrude (modificado – KÜPPER, 1991).

Embora com algumas disparidades, os efeitos da concentração e da vazão representaram

grande influência nas maioria das características dos depósitos obtidos nas simulações em

laboratório. Algumas considerações adicionais foram apresentadas relacionando os dados

obtidos na simulações em laboratório com os dados obtidos no campo. Estas avaliações

caracterizam um importante passo na melhoria da qualidade das estruturas de aterros

hidráulicos pela análise da viabilidade e aplicabilidade das simulações em laboratório.

KÜPPER (1991), complementando seu trabalho de investigação, realizou ensaios

75

controlados na barragem de rejeito de Syncrude objetivando avaliar o desempenho das

simulações em laboratório em relação ao mesmo processo que ocorre no campo. Assim,

foram realizados cerca de oito ensaios visando avaliar a influência da metodologia

construtiva, posição dos canhões (spigots), variação da concentração ao longo da tubulação

de condução do rejeito, características de fluxo na praia, etc. Embora limitados às

condições normais de operação da mina, mas com processo de descarga controlados, estes

ensaios tiveram uma fundamental importância devido a obtenção de parâmetros reais do

processo de deposição. Durante os ensaios, a vazão de descarga e a concentração eram

acompanhadas e todo o processo de evolução da praia era constantemente monitorado.

Um primeiro ensaio foi realizado com objetivo de avaliar as características e

particularidades do processo de deposição e serviu de base para as especificações,

metodologias e seleção dos equipamentos de leitura a serem empregados nos ensaios

seguintes, além de auxiliar na caracterização e análise dos ensaios de laboratório. Os

ensaios subsequentes foram realizados com objetivos mais específicos, principalmente de

verificar a influência da vazão e concentração da mistura na formação do depósito. A

velocidade de descarga foi controlada através de um medidor de fluxo ultra-sônico

instalados nos canhões em todos os pontos de descarga. A elevação da praia era medida a

partir de estacas graduadas e a concentração avaliada através de amostras coletas nas

saídas dos canhões e no tubo principal de descarga. KÜPPER (1991) relata algumas

dificuldades no processo de amostragem devido principalmente às baixas temperaturas e

ao difícil acesso aos pontos próximos aos canhões. Mas, mesmo assim, amostras

indeformadas foram obtidas em vários pontos ao longo da praia por cravação estática e

dinâmica de amostradores de 100 mm, sendo mantidos os mesmos cuidados e

procedimentos empregados nas amostragens no laboratório. O teor de umidade e a

densidade foram avaliados diretamente no campo usando um densímetro nuclear, embora

avaliações de laboratório também tenham sido usadas na checagem destes parâmetros.

A velocidade de descarga obtida durante a deposição foi de 5,5 m/s, correspondendo a uma

vazão de 100 l/s para o ensaio piloto, e 3,3 m/s e uma vazão correspondente de 60 l/s para

os demais ensaios. A concentração relacionada a todos os ensaios variou de 30 a 65%.

Verificou-se, entretanto, que a concentração no interior do tubo principal tendia a aumentar

em direção à base, assim os canhões foram instalados em diferentes posições ao longo da

seção do tubo, avaliando os efeitos da concentração na descarga e no próprio depósito. 76

Analisando o material da praia, verificou-se a ocorrência do processo de segregação

hidráulica. Embora o rejeito fosse bem uniforme, houve uma tendência da fração se tornar

mais fina em direção ao final do depósito. O teor de betume contido no rejeito foi menor

que o encontrado no material originalmente lançado, 0,17% contra 0,28% presentes na

descarga. A perda de betume deveu-se a capacidade do betume flutuar e escoar diretamente

para lagoa no final da praia.

Com relação aos resultados obtidos observou-se uma grande variação no valor da

concentração em função do posicionamento do canhão de descarga no tubo. A

concentração variou cerca de 38% em relação a concentração média no tubo quando o

canhão era instalado na parte central e aumentando em cerca de 63% quando o canhão se

localizava na base do tubo. Este fato ocorreu devido a sedimentação dos sólidos no tubo

durante a descarga, sendo maior quanto mais lenta for a velocidade de descarga. Assim,

para diferentes posições de instalação dos canhões valores diferentes de concentração

atingiam a praia. Baseado na alteração da concentração em função do posição no tubo,

KÜPPER (1991) considera que a rotação dos canhão tem sugerido um caminho econômico

de variar a concentração, embora limitado a faixa de concentração que ocorre no tubo.

No caso da Mina de Syncrude devido a uniformidade do rejeito a segregação foi muito

pequena. De acordo com a norma soviética (SNIP-II- 53-73) a segregação não é muito

significativa para solos cuja D50/D10 ≤ 2,5 e D90/D10 ≤ 5. De acordo com KÜPPER (1991)

as frações do rejeito de Syncrude encontram-se próximos destes limites apresentando

assim uma limitada segregação. Mas mesmo assim uma pequena variação granulométrica

foi encontrada no campo contrariando as observações de laboratório. No depósito no

campo os grãos mais grossos tenderam a se concentrar próximos à descarga enquanto as

partículas finas se concentraram na extremidade final. Os efeitos das ilhas e barreiras e até

dos canais foi percebido, em alguns pontos, pela concentração de partículas mais

grosseiras, similarmente às simulações em laboratório.

A densidade da praia foi obtida no campo pelo densímetro nuclear e no laboratório a partir

de amostras indeformadas. Da mesma forma que nas simulações de laboratório, a

densidade não obedeceu nenhuma tendência, apresentando uma grande dispersão. Assim,

tanto as simulações de laboratório como as de campo refletem as dificuldades associadas à

determinação da densidade de solos arenosos e também a variabilidade dos parâmetros de 77

fluxo, que alteram profundamente os valores da densidade. KÜPPER (1991) considera que

o processo de deposição hidráulica resulta na formação de camadas delgadas que podem

diferir levemente uma da outra na composição e estrutura e consequentemente alterar o

valor da densidade. Pela análise das amostras observa-se grandes variações nas camadas

obtidas. Estas variações reforçam a necessidade do entendimento dos mecanismos de fluxo

na praia do aterro na tentativa de quantificar estas variações. Sabe-se que localmente o

fluxo tende a variar e a velocidade tende a decrescer nas partes mais baixas, facilitando a

sedimentação e gerando depósitos com densidades mais baixas. A Figura 3.12 apresenta a

variação da massa específica seca com a distância nos ensaios realizados na Mina de

Syncrude, onde é possível notar uma grande variabilidade deste parâmetro ao longo do

depósito. Embora pouco representativo da realidade, KÜPPER (1991) adota valores

médios da massa específica seca para realizar as comparações e análises ao longo da sua

investigação.

1,2

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7

0 50 100 150 200Distância do ponto de descarga (m)

d (g

/cm

3 )

Ensaio 1

1,2

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7


d (g

/cm

3 )

Ensaio 21,2

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7


d (g

/cm

3 )

Ensaio 4

1,2

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7


d (g

/cm

3 )

Ensaio 0

Figura 3.12 – Variação da massa específica seca com a distância ao ponto de descarga

para vários ensaios de campo ( modificado KÜPPER, 1991).

A variação da massa específica seca com a concentração é apresentada na Figura 3.13. Não

se observa nenhuma tendência de variação para os valores de concentração utilizados e da

mesma forma KÜPPER (1991) adota valores médios em suas análises. Também é 78

apontado que outros fatores estariam atuando juntamente com a concentração

influenciando os valores da massa específica e dificultando as interpretações.

1,2

1,3

1,4

1,5

1,6

0 20 40 60 8Concentração (%)

0

d (g

/cm

3 )

Ensaio 1 - SpigotsEnsaio 2 - SpigotsEnsaio 4 - SpigotsEnsaio 1 - Média Ensaio 2 - MédiaEnsaio 4 - Média

Figura 3.13 – Efeitos da concentração da lama na massa específica seca média no campo

(modificado – KÜPPER, 1991).

A inclinação global do talude depende basicamente da composição e concentração da

lama, tendendo a aumentar para misturas mais densas e materiais mais grossos. Os

resultados obtidos por KUPPER (1991) refletem esta tendência, onde a inclinação global

aumenta com o aumento da concentração e do diâmetro médio (Figura 3.14).

0

2

4

6

8

10

0 0,1 0,2 0,3 0,4D50 (mm)

Incl

inaç

ão m

édia

(%)

Ensaio 0

Ensaio 1

Ensaio 2

Ensaio 40

2

4

6

8

10

0 20 40 60 80Concentração (%)

Incl

inaç

ão m

édia

(%)

Ensaio 1 - Spigots

Ensaio 2 - Spigots

Ensaio 4 - Spigots

Ensaio 1 - Média

Ensaio 2 - Média

Ensaio 4 - Média

Figura 3.14 – Efeitos na inclinação média no campo em função da concentração e do

diâmetro médio (modificado – KÜPPER, 1991).

Embora com algumas dispersões provocadas pelas variabilidades comuns nas deposições

de campo, os ensaios realizados por KÜPPER (1991) representam um importante subsídio

79

para avaliar as reais características de um depósito de aterro hidráulico. Como esperado,

observa-se uma grande dependência da configuração do perfil com as variáveis de

deposição hidráulica e com as características físicas dos sedimentos. Apesar da carência de

dados representativos dificultar as análises a respeito da densidade, a tendência da

diminuição da densidade na porção final do depósito foi evidente, revelando uma

fragilidade nesta região da barragem.

3.4. COMPARAÇÃO ENTRE OS VÁRIOS ENSAIOS DE SIMULAÇÃO DE

DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA

A maioria dos ensaios de deposição hidráulica apresentados anteriormente tiveram o

objetivo de estudar o comportamento dos aterros hidráulicos. Entretanto, cada um deles

apresenta algumas sutilezas relativas à especificidade de cada caso estudado e a ênfase da

área predominante da investigação. Como resultado, as variáveis que foram estudadas e os

parâmetros analisados não são necessariamente os mesmos em todos os programas.

Algumas diferenças nos procedimentos experimentais podem em alguns casos influenciar

nas análises e resultados obtidos, como no caso dos ensaios realizados em Delft, Holanda

(DE GROOT et al., 1988; WINTERWERP et al., 1990 e WINTERWERP et al., 1992) e no

Departamento de Química da Universidade de Alberta, Canadá (FAN, 1989 e FAN &

MASLIYAH, 1990).

No caso dos ensaios de Delft a definição do talude de equilíbrio é baseada no balanço entre

o processo de deposição e erosão e as velocidades de fluxo adotadas para as simulações no

equipamento de grandes dimensões são bastante altas em comparação aos demais ensaios

apresentados.

FAN (1989) revela outras particularidades relativas ao desenvolvimento de suas

simulações. No caso destes ensaios o processo de descarga de areia ocorre num sistema

preestabelecido de fluxo de água dentro do canal ao invés da mistura ser descartada

diretamente. Apesar das baixas concentrações utilizadas, a adoção de baixas profundidades

de fluxo (menor que 1 cm) tornam o fenômeno de deposição semelhantes aos outros

ensaios analisados.

Considerando todos os ensaios de simulação, observa-se que a concentração varia entre 0 e 80

70% em peso, cobrindo uma faixa de valores de concentração utilizados nas maiorais das

barragens de rejeitos (30 a 55%), barragens de aterros hidráulicos da ex União Soviética

(10 a 20%) e nos diques de contenção de cheias da Holanda construídos com material

dragado (25 a 60%). As vazões apresentam uma grande extensão de valores,

principalmente considerando os valores adotados por DE GROOT et al. (1988). A Tabela

3.3 apresenta um resumo das características destes ensaios já descritos anteriormente.

Tabela 3.3 - Diferentes tipos de ensaio de simulação deposição hidráulica.

Características do ESDH Características do Ensaio

Referência L x W x H

(m)

Sist. de Alim.

D50

(mm)

Conc.

Ws / Wt (%)

Vazão Total

(cm3/s)

FERREIRA ET AL. (1980) 11,0 x 0,8 x 0,8 I 0,140 6,7-9,5 260-1040

BLIGHT ET AL. (1985) 1,8 x 0,3 x 0,6 R 0,023-0,084 50-70 -

BOLDT (1988) 12,2 x 0,6 x 0,6 R 0,014-0,097 20-57 965-2172

DE GROOT ET AL. (1988) 1,5 x 0,12 x 0,5 R 0,134 32- 68 118-590

WINTERWERP ET AL. (1990) 9,0 x 0,3 x 0,3 RR 0,120-0,134 0-64 (3-45)x103

FOURIE (1988) 2,0 x 0,6 x 0,6 R 0,008-0,149 15-50 8.3

FAN & MASLIYAH (1990) 4,9 x 0,3 x 0,5 I 0,267 8-14 114-218

KÜPPER (1991) 6,1 x 0,3 x 1,2 I 0,178-0,536 1,5-40,4 53-348

I - Reservatórios independentes de material sólido e água a e mistura ocorre no momento da descarga; R - Reservatório único dotado de um misturador que mantém a concentração da lama constante durante o ensaio; RR - Sistema de recirculação de lama para um reservatório único dotado de um misturador. O materiais utilizados na maioria destes ensaios foi constituído por sedimentos de

granulometria típica de areia fina a media, cujo diâmetro médio variou entre 0,084 e 0,536

mm. Entretanto, os ensaios realizados nos Estados Unidos (BOLDT, 1988) e na Austrália

(BLIGHT et al., 1985) apresentaram frações com granulometria típica de siltes.

As análises da segregação granulométrica ao longo do processo de deposição foi

apresentada somente por FERREIRA et al. (1980), BOLDT (1988) e KÜPPER (1991).

Estes resultados, entretanto, mostram uma limitada segregação, devido principalmente à

uniformidade dos sedimentos depositados. KUPPER (1991), conforme apresentado

anteriormente, mostra um padrão de segregação bastante atípico. FERREIRA et al. (1980)

relatam a existência de uma zona de transição onde existe um aumento do diâmetro médio

do material pelo acúmulo de partículas de granulometria mais grossa, mas em zonas mais

distantes e até mesmo no final desta região de transição já percebe o aumento considerável 81

de partículas finas. Admitiu-se que este comportamento estaria associado às diferenças nos

valores do peso especifico das partículas mais grossas (Gsgrossa = 2,62) levemente inferior

ao das partículas mais finas (Gsfinos = 2,65).

Adicionalmente, pode-se considerar que as diferenças encontradas nos resultados obtidos

nos diferentes ensaios podem estar associadas às diferenças na forma dos grãos,

angularidade, características das superfícies do sedimento, etc., porém não mencionadas na

maioria dos trabalhos.

Com relação ao perfil formado, todos os ensaios apresentaram perfis côncavos e de baixa

inclinação, bastante característicos de lamas com comportamento segregável. A variação

da concentração e da vazão tendem a alterar a configuração do perfil, alterando a

inclinação global em cerca de 4 a 5%. A granulometria do material também provocou

alterações nas características da praia, mostrando que uma combinação de todos estes

parâmetros tende a alterar ainda mais a configuração final do depósito. A Figura 3.15

reflete esta consideração, mostrando uma grande dispersão nos valores do perfil global em

função da concentração. Parece claro que além da concentração outros fatores

influenciaram nos resultados apresentados nesta figura, principalmente granulometria e as

características de alguns sedimentos.

0

10

20

30

40

0 20 40 60Concentração (%)

Incl

inaç

ão G

loba

l (%

)

80

KS - D50=0,466mm (KÜPPER, 1991)

TS - D50=0,178mm (KÜPPER, 1991)

DL1 - D50=0,120mm (W INTERW ERP et al., 1990)


F - D50=0,267mm (FAN, 1989)

UPP - D50=0,140mm (FERREIRA et al.,1980)

USA - D50=0,014mm (BOLDT, 1988)

USB - D50=0,097mm (BOLDT, 1988)

DS -D50=0,134mm (De GROOT et al., 1988)

Figura 3.15 – Variação do talude da praia com a concentração para os vários ensaios de

simulação em laboratório (modificado – KÜPPER, 1991).

82

Analisando a influência da vazão no talude formado (Figura 3.16) verifica-se que para altas

vazões de descarga o talude tende a se tornar mais plano. É importante notar as dispersões

encontradas pelos pesquisadores de Delft utilizando o equipamento de pequenas

dimensões. Embora com comportamento bastante distinto em relação aos demais ensaios

analisados, não foi apresentada nenhuma justificativa ou explicação para este fato.

0

10

20

30

40

0 20 40 60 80 100 120 140 160Vazão (l/min)

Incl

inaç

ão G

loba

l (%

)

KS - D50=0,466mm c=2-29% (KÜPPER, 1991)

TS - D50=0,178mm c=2-40% (KÜPPER, 1991)

F - D50=0,267mm c=8-14% (FAN, 1989)

UPP - D50=0,140mm c=7-10% (FERREIRA et al.,1980)

USA - D50=0,014mm c=26-57% (BOLDT, 1988)

USB - D50=0,097mm c=20-50% (BOLDT, 1988)

DS -D50=0,134mm c=32-59% (De GROOT et al., 1988)

Figura 3.16 - Variação do talude da praia com a vazão para os vários ensaios de simulação

em laboratório (modificado – KÜPPER, 1991).

Com relação a densidade poucos estudos foram devotados a este parâmetro. Parece que as

dificuldades na determinação da densidade ou o próprio enfoque das pesquisas

dificultaram este tipo de análise. A Figura 3.17 mostra a variação da massa específica seca

com a com a concentração da mistura e com a vazão, apresentada exclusivamente por

KÜPPER (1991) e FERREIRA et al. (1980). Observa-se uma grande dispersão dos

resultados devido, provavelmente, às diferenças nos parâmetros relacionados a cada ensaio

e às próprias dificuldades na determinação precisa deste parâmetro. As diferenças nos

valores obtidos por KÜPPER (1991) e FERREIRA et al. (1980) podem estar associadas às

diferenças nas características dos sedimentos e não uniformidade do material utilizado

principalmente por FERREIRA et al. (1980). Embora apresentando uma dispersão

considerável estes dados revelam a tendência da densidade aumentar com o aumento da

vazão e decrescer com o aumento da concentração, concordando com a tendência

apresentada por YUFIN (1965).

83

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7

0 5 10 15Vazão Específica (cm3/s.cm)

d (g

/cm

3)

TS (D50=0,178 mm) - KÜPPER (1991)

KS (D50=0,466 mm - KÜPPER (1991)

SS (D50=0,536 mm - KÜPPER (1991)

UPP (D50=0,140 mm) FERREIRA et al. (1980)1,3

1,4

1,5

1,6

1,7

0 10 20 30 40 50Concentração (%)

d (g

/cm

3)TS (D50=0,178 mm) - KÜPPER (1991)

KS (D50=0,466 mm - KÜPPER (1991)SS (D50=0,536 mm - KÜPPER (1991)

UPP (D50=0,140 mm) FERREIRA et al. (1980)

Figura 3.17– Variação da densidade do aterro em função da concentração da lama e da

vazão de descarga ( modificado - KÜPPER, 1991).

De uma maneira geral o objetivo destas comparações foi analisar principalmente a

tendência dos resultados e avaliar a sua aplicabilidade na previsão do comportamento dos

aterros hidráulicos. Observa-se que, embora analisando resultados e propostas diferentes,

existem importantes considerações e semelhanças entre as simulações apresentadas. Os

efeitos das variáveis de fluxo e características do processo de deposição são claramente

percebidos, mostrando importantes tendências capazes de caracterizar os depósitos

formados em função destes parâmetros. Neste contexto, conclusões consistentes podem ser

obtidas destes tipos de simulação, sugerindo que, pelo menos qualitativamente, os ensaios

de simulação de deposição hidráulica são adequados para avaliar o fenômeno físico que

ocorre no campo.

84

CAPÍTULO 4

CARACTERÍSTICAS BÁSICAS DOS MODELOS REDUZIDOS

4.1. INTRODUÇÃO

O uso de modelos reduzidos envolvendo investigações hidráulicas tem-se mostrado como

uma boa alternativa na análise e previsão de fenômenos que ocorrem na natureza. Estes

fenômenos, devido a sua grande complexidade física, não podem ser descritos por uma

equação matemática. Assim, os modelos são usados para fornecer informações necessárias

para completar um projeto aumentando sua eficiência e precisão. Até mesmo em situações

relativamente simples sob ponto vista hidráulico é impossível prever a exata natureza do

fenômeno sem conduzir as avaliações a partir de modelos reduzidos. As escalas de tempo,

forças e velocidades podem prever condições e características de comportamento que

seriam, em termos práticos, impossíveis de serem observadas na escala real.

De uma maneira geral, o modelo pode ser idealizado como um dispositivo de previsão em

que o fenômeno real é reproduzido numa escala reduzida. Os modelos mais comuns são os

modelos geométricos e nestes casos as dimensões geométricas do protótipo são reduzidas

na mesma proporção. Entretanto, este tipo de redução pode gerar alterações em outras

grandezas físicas, consideradas importantes no contexto do fenômeno que se deseja

reproduzir, o que, em alguns casos, pode invalidar o modelo. Assim, a análise do tipo de

fenômeno e da previsão a ser feita é um ponto fundamental que irá nortear todas as

características e critérios da modelagem.

Uma reprodução em escala reduzida de um fenômeno físico pode ser cientificamente

válida somente quando certas condições de proporcionalidade satisfazem determinadas

condições. Estas condições de proporcionalidade referem-se a escala que o modelo deve

85

ser projetado, e assim reproduzir o fenômeno que ocorre no sistema natural. A reprodução

correta refere-se a manutenção da semelhança das características mais relevantes do

fenômeno. Existem casos em que podem ser adotadas simplificações pela desconsideração

de efeitos que apresentam pouca relevância e podem ser considerados negligenciáveis.

Estas simplificações na maioria dos casos não invalidam o modelo, mas devem ser

adotadas respeitando os critérios de escala e as propostas de simulação incorporadas ao

modelo e de uma forma geral ao caráter qualitativo ou quantitativo das extrapolações.

Devido às diferentes características dos modelos e aos complexos critérios de escala

envolvidos na modelagem, foi realizado um estudo simplificado dos conceitos básicos de

modelagem e os principais problemas relacionados à obtenção da correta escala do

modelo. Entretanto, o objetivo desta descrição teórica foi tentar avaliar e justificar a

metodologia empregada nos diversos modelos de simulação de deposição hidráulica

reportados na literatura, apresentados no Capítulo 3, e também subsidiar a metodologia

adotada no modelo físico desenvolvido nesta pesquisa que será apresentado no Capítulo 5.

4.2. TEORIA DA SEMELHANÇA E ANÁLISE DAS CONDIÇÕES DE

SEMELHANÇA

A teoria da semelhança representa o conjunto de princípios a serem obedecidos para que o

projeto, a construção, a operação e a interpretação dos sistemas (modelos) possam

representar a realidade ou as características de comportamento de outros sistemas aos

quais se deseja prever (protótipo). Estes princípios determinam as relações de transferência

entre os dois sistemas e estabelece o tipo de relação entre as grandezas intervenientes ao

fenômeno físico de modo a subsidiar sistematicamente os dados mais significativos.

A teoria da semelhança fundamenta-se na análise dimensional que expressa diferentes

grandezas em função de outras grandezas consideradas fundamentais. A consideração de

um comportamento semelhante significa que um mesmo fenômeno, relacionado às

mesmas grandezas regidas pela leis da físicas, se passa nos dois sistemas. Assim, para cada

categoria de grandezas existem relações constantes, conhecidas e independentes dos

valores absolutos de cada uma.

Existem vários métodos para prever o comportamento dos sistemas físicos. Os métodos

86

analíticos se baseiam na utilização de leis gerais que permitem efetuar previsões dos

valores das grandezas em função de outras que regem os fenômenos físicos. O método

analítico apresenta algumas limitações em função do número de grandezas envolvidas e do

número de observações necessárias para estabelecer as leis de previsão. Os métodos

empíricos são baseados em observações a partir de sistemas construídos para estabelecer e

prever o comportamento futuro relacionado às hipóteses formuladas e apoiadas em

considerações de que o sistema e suas características não se alterarão. O último método

refere-se ao método do modelo reduzido. Neste caso as observações são efetuadas em

outros sistemas com comportamento semelhante, mas de menores dimensões. A vantagem

da redução nas dimensões do sistema é permitir modificações ou controlar as grandezas

mais representativas do sistema a ser previsto.

Em sistemas mecânicos as grandezas consideradas fundamentais são o comprimento (L), a

massa (M) e o tempo (T). Estas grandezas são consideradas fundamentais em vista da

facilidade que se tem em percebê-las e quantificá-las. Pode-se assim, de forma simples,

estabelecer relações entre estas grandezas fundamentais e descrever leis e grandezas mais

complexas.

O método de previsão por meio de modelos físicos também apresenta limitações. O

importante ao se modelar é identificar as grandezas mais importantes na previsão a ser

feita e que intervém no fenômeno físico. Existem casos que a simples redução nas

dimensões geométricas geram forças que não se manifestam no sistema real, podendo

invalidar o modelo. Neste sentido, o processo de modelagem pode envolver além da escala

geométrica outros fatores que devem ser analisados e submetidos ao processo de escala.

Na modelagem tem-se que considerar as condições de semelhança física, significando

formular condições de semelhança relativas a geometria, materiais e forças atuantes.

Assim, sob um ponto de vista da análise de semelhança os modelos podem ser

caracterizados como:

Modelos Geometricamente Semelhantes - são modelos cuja geometria é determinada

pela redução, segundo um mesmo fator, de todas as características geométricas do

protótipo;

Modelos Geometricamente Distorcidos - são modelo que utilizam diferentes fatores de

redução nas diversas características geométricas do protótipo. A distorção geométrica

constitui um caso particular de um conceito mais geral de distorção. Observa-se que a

87

manutenção da semelhança das forças presentes ou do próprio funcionamento físico do

sistema pode exigir uma outra distorção. Assim, o modelo geometricamente distorcido

pode conter outras distorções além da geométrica;

Modelos Analógicos - são modelos que não apresentam semelhança geométrica com os

respectivos protótipos e reproduzem fenômenos qualitativamente diferentes daqueles

que devem ser previstos para o protótipo, mas as equações que regem os fenômenos no

modelo e protótipo tem a mesma estrutura formal, como por exemplo a analogia de um

fenômeno puramente mecânico com um fenômeno térmico. Os modelos analógicos são

muito usados quando a redução das características geométricas do sistema acarretaria

em inviabilidades físicas e mecânicas ou perda da semelhança das forças presentes.

Um exemplo clássico deste tipo de problema seria o escoamento em meios porosos,

impossível de proceder a redução dos interstícios que conduzem o fluxo.

Considerando a condição de análise dimensional que está normalmente associada à

concepção dos modelos, pode-se considerar que o estabelecimento de um estado de

igualdade só é possível entre duas grandezas que tenham mesma dimensão e a razão entre

elas é independente da unidade em que são medidas, desde que ambas apresentem a

mesma unidade.

As principais funções da análise dimensional são a classificação e a verificação das

equações que traduzem os fenômenos físicos, a transformação de sistemas de unidades, a

previsão da forma da relação entre as grandezas que intervém em um dado fenômeno

físico e o estabelecimento das condições de semelhança para concepção, construção e

interpretação de modelos físicos.

4.3. TEORIA DOS MODELOS

Existem problemas na engenharia, para os quais não há solução possível por métodos

analíticos. Observa-se que a análise dimensional fornece técnicas para prever a forma das

relações que regem os fenômenos físicos, ou pelo menos para nortear o método

experimental, que seja capaz de fornecer estas relações. Entretanto, existem casos em que

é simplesmente inviável aplicar o método experimental a sistemas em verdadeira grandeza,

seja porque as variáveis não podem ser controladas, ou seja porque a previsão a ser feita se

88

refere aos efeitos da interação entre um sistema natural e uma obra a ser construída no

futuro.

Assim, o estabelecimento de equações de previsão a partir de observações da natureza se

torna impossível por duas razões: os agentes naturais (ondas, vazões fluviais, etc.) não

variam sob controle humano e em conseqüência, levariam muito tempo para a coleta de

dados significativos para o estabelecimento de uma equação de previsão e os efeitos que

interessam prever não estariam ligados ao puro processo de natural mas em mudanças

provocadas pelas alterações no meio natural (inserção de elementos, estruturas ou mesmo

mudanças no regime de fluxo). Neste sentido este tipo de problema requer a utilização de

modelos reduzidos como forma de auxílio e interpretação aos estudos deste tipo de

fenômeno.

De uma forma geral, os problemas que normalmente necessitam de modelagem física estão

relacionados a fenômenos nos quais intervêm um grande número de variáveis cuja

resolução por métodos analíticos torna-se bastante complexa. Embora com maiores

restrições no passado, atualmente, com desenvolvimento da informática este tipo de

problema tem se tornado menor, acarretando até uma redução na utilização da modelagem

física. Apenas os problemas com condições físicas difíceis de modelar matematicamente

que se mantém dentro do processo de modelagem física.

Outra limitação dos métodos analíticos refere-se aos problemas em que as funções que

descrevem o fenômeno e que relacionam as variáveis são desconhecidas, sendo inviável

determiná-la experimentalmente a partir de observações na escala real. Estes problemas

estão, normalmente, relacionados aos fenômenos de transporte de sedimentos, pois embora

conheça-se as variáveis intervenientes no fenômeno, ignora-se as funções que são capazes

de ligá-las e descrever o fenômeno.

A vantagem dos modelos reduzidos é a possibilidade de efetuar observações em sistemas

de menores dimensões, mas de comportamento semelhante, e de forma mais rápida que no

sistema natural cujo comportamento se quer prever. Contudo, o conceito de semelhança

física apresenta dois conceitos básicos, um conceito qualitativo e um conceito quantitativo:

Aspecto qualitativo - admite o fato que o mesmo fenômeno envolvendo as mesmas

grandezas relacionadas pela mesma lei, se passam tanto no modelo quanto no

89

protótipo.

Aspecto quantitativo - admite a existência de relações constantes bem conhecidas e

independentes dos valores particulares das grandezas entre os valores que ocorrem no

modelo e os que ocorrem no protótipo.

Assim, a escala de um modelo é a razão entre cada valor que uma dada grandeza assume

no modelo e o valor correspondente que a mesma grandeza assume no protótipo. neste

contexto, existem escalas geométricas, de massa, de forças, de tempo, de vazões, etc.

Ao elaborar um modelo reduzido devem ser formuladas as condições de semelhança para

todas as relações de diversas grandezas. Isto significa que o modelo deve estabelecer

condições de semelhança relativas à geometria, materiais e forças presentes. Os modelos

podem ser verdadeiros quando as reduções nas dimensões geométricas são homólogas ao

protótipo, seguindo uma escala de redução. Neste caso existe semelhança para todos os

tipos de forças presentes no protótipo, quaisquer que sejam as grandezas presentes no

fenômeno produzido. De outra forma os modelos podem ser considerados adequados nos

quais não há semelhança para todos os tipos de forças presentes, devido as reduções

geométricas adotadas. Mas, estes modelos são capazes de fornecer previsões válidas, pois

as forças para as quais os modelos não apresentam semelhança desempenham papel

desprezível ou secundário no protótipo. Pode-se também determinar os limites para os

quais estes modelos são válidos baseados nos valores destas forças.

4.4. DETERMINAÇÃO DA ESCALA DE UM MODELO

A escala fundamental para qualquer modelo é a escala geométrica, que é a razão entre um

comprimento no modelo em relação ao comprimento correspondente no protótipo. A

escolha de uma escala geométrica apropriada depende do tipo sistema que se deseja

estudar e do espaço disponível para implantação do modelo. Contudo, após a escala do

modelo ter sido fixada, os requisitos para semelhança dinâmica podem ser usados para

determinar outras escalas do modelo. Estes requisitos são necessários no processo de

operação do modelo, assim ele será dinamicamente semelhante ao protótipo e todas as

medidas realizadas no modelo podem ser usadas para determinar os valores

correspondentes ao protótipo. A escala de vazão, por exemplo, permite determinar a faixa

de fluxo no modelo que deve ser usada para simular uma determinada faixa de fluxo no

90

protótipo.

Assegurar a semelhança completa de todas as forças é impossível, devido, principalmente,

a incompatibilidade nas escalas geométricas e de velocidade. Contudo, é possível realizar

modelos adequados e extremamente úteis na previsão dos fenômenos através do

estabelecimento das semelhanças das forças predominantes. Assim de uma forma geral o

modelo deve satisfazer:

o critério de semelhança geométrica;

o critério de semelhança global da rugosidade;

critério de semelhança das forças de inércia e de gravidade, representado pela

semelhança do número de Froude;

critério de semelhança das forças de inércia e de viscosidade, representado pela

semelhança do número de Reynolds.

Embora o critério de escala dependa de uma lei particular de modelagem, ou leis, a serem

seguidas, o procedimento usado para gerar estas escalas não varia. Deste modo, o uso de

duas leis mais apropriadas para os modelos hidráulicos é suficiente para demonstrar este

procedimento. Estas leis são as escalas de modelagem para as forças de gravidade e de

viscosidade. Neste contexto, são descritos a seguir os critérios baseados nestes dois tipos

de escala referentes aos critérios, leis e princípios de modelagem hidráulica apresentados

por YALIN (1971) e SHARP (1981).

4.4.1 Forças de gravidade

Quando as forças inerciais e de gravidade são importantes, o número de Froude, deve ser o

mesmo no modelo e no protótipo:

pmgLu

gLu

=

(4.1)

onde: u = velocidade de fluxo (m/s);

g = aceleração da gravidade (m/s2);

91

L = grandeza geométrica (m);

e os índices m e p referem ao modelo e ao protótipo.

Assumindo que a aceleração da gravidade é constante em toda a superfície da terra, e desta

forma a mesma para o modelo e protótipo, pode-se rescrever a Equação 4.1, tendo-se

então a escala de velocidades:

p

m

p

m

LL

uu

= (4.2)

Neste caso a razão Lm/Lp é a escala geométrica.

A Equação 4.2 e outras escalas que serão desenvolvidas podem ser empregada de duas

formas diferentes. Em primeiro lugar podem ser usadas na determinação da velocidade

com que o modelo deve ser simulado e assegurar uma precisa simulação da velocidade

existente no protótipo. E, similarmente, na condição mais usual, podem ser usadas para

prever as velocidades do protótipo a partir da medição das velocidades obtidas no modelo.

Outros fatores de escala podem ser derivados a partir da modificação das condições da

semelhança do número de Froude em diferentes formas, usando as relações entre as

grandezas. Pode-se assim determinar a escala de vazão a partir da relação entre a

velocidade e a área da seção transversal, assim:

2LQu ∝ (4.3)

onde: Q = vazão (m3/s)

Substituindo na Equação 4.2, obtém-se:

5

p

m

p

m

LL

QQ

= (4.4)

92

Assim, pela Equação 4.4 obtém-se a escala de vazão que é comumente empregada para

determinar a descarga que o modelo deve ser submetido de forma a simular a descarga

relativa ao protótipo. Da mesma forma pode-se obter a escala de tempo, a partir da

transformação da velocidade, assim:

tLu ∝ (4.5)

Então:

p

m

m

p

LL

tt

= (4.6)

As escalas de força são determinadas sobre diferentes bases, devido às forças de inércia

estarem envolvidas em todos os sistemas de fluxos. É comum basear as escalas de força na

razão entre a força medida e a força de inércia. Assim, usando a Equação 4.1 como a base

da semelhança, é possível usar:

p22

m22 uL

FuL

F

ρ

=

ρ

(4.7)

onde: ρ = massa específica do fluido (kg/m3)

Ou:

2

p

m

2

p

m

p

m

p

m

uu

LL

FF

ρρ

= (4.8)

Considerando, neste caso que o modelo e o protótipo são operados com o mesmo tipo de

fluido, o valor da razão entre as densidades é igual a unidade. Substituindo o resultado em

função da escala de velocidade dada na Equação 4.2, tem-se que:

93

3

p

m

p

m

LL

FF

= (4.9)

Estas análises consideram que a escala vertical e horizontal são as mesmas e que o modelo

é natural ou não distorcido, como definido anteriormente. Entretanto, como também já

mencionado, existem casos relacionados, particularmente, a movimentos de rios e marés,

onde o modelo não pode representar precisamente as características do protótipo a menos

que o modelo seja extremamente grande, inviabilizando sua construção e/ou operação.

Nestes casos é necessário e possível sair da semelhança estreita, mas sem perder a

precisão, de modo que as distâncias verticais possam ser reduzidas menos que as distâncias

horizontais, resultando em modelo exagerado ou distorcido. Se o fluxo de fluidos é

envolvido, os fatores de escala obtidos a partir das equações 4.2 a 4.9 devem ser

modificados levando em conta as duas escalas geométricas agora distorcidas. Estas escalas

podem ser escritas da seguinte forma:

p

mX

XHorizontalEscala = (4.10)

onde: X = distância horizontal (m).

p

mY

YVerticalEscala = (4.11)

onde: Y = distância vertical (m).

Retornando ao requisito básico da semelhança de Froude (Equação 4.2), é necessário

decidir a substituição da grandeza geométrica pela distância horizontal ou pela distância

vertical, ou mesmo por uma combinação entre as duas. Considerações de energia podem

ser usadas para mostrar que a velocidade depende essencialmente da profundidade do

fluido e isto implica que na Equação 4.2 a dimensão geométrica usada para definir a escala

de velocidade deveria ser a dimensão vertical. Entretanto, mesmo sem provas rigorosas,

pode ser inferido a partir do conhecimento básico de Mecânica dos Fluidos que a

velocidade depende essencialmente da profundidade do fluxo.

94

Assim no modelo distorcido a escala de velocidade baseada na semelhança de Froude pode

ser definida pela expressão:

p

m

p

m

YY

uu

= (4.12)

Considerando a escala de vazão, não é mais possível substituir a seção transversal do fluxo

pelo quadrado de uma das dimensões. Neste caso:

XYQ

AQu ∝∝ (4.13)

Assim, substituindo a Equação 4.13 em 4.12 tem-se:

3

p

m

p

m

p

m

YY

XX

QQ

= (4.14)

Obviamente se X=Y, a Equação 4.14 se torna igual a Equação 4.4. A escala de tempo pode

ser tratada da mesma forma, pois:

tXu ∝ (4.15)

Desta forma escala de tempo para o modelo distorcido é:

p

m

p

m

p

m

YY

XX

tt

= (4.16)

Observa-se que a Equação 4.16 é válida somente para velocidades medidas no plano

horizontal. Entretanto, esta transformação é aceitável porque os modelos distorcidos são

limitados para estas situações em que os fluxos são predominantemente horizontais, fator

condicionante da necessidade de distorcer o modelo.

95

4.4.2. Forças de viscosidade

As escalas para os modelos envolvendo forças inerciais e de viscosidade são desenvolvidas

da mesma maneira que as escalas relativas as forças de gravidade, porém são baseadas nos

requisitos para semelhança das forças de viscosidade. Desta forma o requisito básico de

semelhança está relacionado à igualdade do número de Reynolds para o modelo e o

protótipo, assim:

pm

uLuL

ν=

ν (4.17)

onde: ν = viscosidade cinemática (m2/s).

ou:

m

p

p

m

p

m

LL

uu

νν

= (4.18)

Seguindo o mesmo método desenvolvido para as forças de gravidade, as escalas de

descarga, tempo e força podem ser calculadas de forma análoga e desta forma:

p

m

p

m

p

m

LL

QQ

νν

= (4.19)

2

p

m

m

p

p

m

LL

tt

ν

ν= (4.20)

2

p

m

p

m

p

m

FF

νν

ρρ

= (4.21)

Estas escalas foram desenvolvidas principalmente para mostrar as diferenças entre as

escalas necessárias para simular os efeitos da viscosidade e da gravidade. Mas a maioria

dos modelos hidráulicos estão ligados primeiramente aos efeitos devido a gravidade. As

96

força de viscosidade, se relevantes, são freqüentemente operadas em conjunto com

resultados dos modelos e formulações analíticas. As escalas de viscosidade são

importantes em modelos que trabalham com fluidos diferentes da água e em casos como

testes em submarinos em que o efeito da gravidade é ausente (SHARP, 1981). Devido aos

diferentes fluidos usados no modelo e no protótipo, nestes casos, as densidades e

viscosidade nas equações 4.18 e 4.21 não são consideradas iguais no modelo e no

protótipo. A Equação 5.20, por exemplo, mostra que se um submarino é ensaiado na água

(νm/νp=1) para uma escala de 1/50, a velocidade no modelo deve ser 50 vezes maior que a

velocidade do protótipo. Isto é obviamente impraticável e a solução regularmente

empregada é ensaiar o modelo dentro de um túnel de baixa velocidade em que a razão da

viscosidade cinemática é considerada menor que 1.

No caso de modelos aplicados a fenômenos envolvendo fluxo em rios ou transportes de

sedimentos é necessário assegurar a manutenção do número de Reynolds num valor bem

acima do limite de transição entre o escoamento laminar e turbulento, mas mantendo as

características turbulentas do fluxo, mesmo que os valores no modelo e no protótipo sejam

numericamente diferentes.

4.5. PROBLEMAS DE ESCALA

Cada tipo de escala considerado anteriormente foi baseado em um requisito particular da

semelhança. As Equações 4.1 a 4.16 foram derivadas a partir da igualdade do número de

Froude e as Equações 4.17 a 4.21 foram derivadas a partir da igualdade do número de

Reynolds. Entretanto, os sistemas de fluido estão invariavelmente sujeitos a forças que

atuam sobre o sistema de modo que nem sempre é possível satisfazer todos os critérios de

semelhança física. Se um fluido flui com uma superfície livre devido a força da gravidade,

a viscosidade e a tensão superficial do fluido terão algum efeito sobre o fluido mesmo que

estes efeitos sejam pequenos. Comparações entre as Equações 4.2 e 4.18 mostram

claramente que se o mesmo fluido é usado no modelo e no protótipo, não é possível

satisfazer simultaneamente os critérios baseados nos números de Reynolds e Froude. Por

exemplo, se uma escala geométrica fosse adotada de 1/100 baseada na semelhança de

Froude necessitaria de uma velocidade de 1/10, enquanto a semelhança baseada na

viscosidade (semelhança de Reynolds) determina um escala de velocidade de 100/1. Se

outras forças atuantes são consideradas, um outro conjunto de valores de escala seria

97

obtido. Estas variações no critério de escala mostram que é praticamente impossível

construir um modelo fisicamente semelhante em todos os aspectos com o protótipo.

O que deve ser feito para modelar um protótipo é escolher as forças dominantes como a

base da escala e desprezar as outras forças cujos efeitos são menos importantes. Esta

simplificação resultará em erros conhecidos como erros de escala. Contudo, se as forças

dominantes são selecionadas corretamente, os erros de escala associados serão pequenos e

em alguns casos desprezíveis (YALIN, 1971). O fluxo turbulento de água em um canal é

dominado, obviamente pelas forças de gravidade. Neste caso, as forças de viscosidade,

embora presentes, são muito pequenas e pouco importantes que poderiam ser

desconsideradas. Assim, o fluxo poderia ser modelado exclusivamente com base na

semelhança do número de Froude. As forças de viscosidade e de tensão superficial

poderiam estar fora de escala devido aos seus efeitos serem muito pequenos comparado ao

efeito das forças de gravidade e nestes casos os erros de escala seriam desprezíveis.

Entretanto, os erros de escala nem sempre são pequenos e nem sempre podem ser

desprezados. Os modelos de navegação são exemplos clássicos de casos em que as forças

de gravidade e de viscosidade são importantes. Um modelo verdadeiro pode ser operado

somente com a garantia de que as Equações 4.2 e 4.18 sejam satisfeitas simultaneamente.

Mas esta condição somente poderá ser alcançada se dois tipos diferentes de fluido forem

usados no modelo e no protótipo, corrigindo as distorções das reduções geométricas, desta

forma:

3

p

m

p

m

LL

=

νν

(4.22)

Os erros de escala podem também ser causados pela construção e operação do modelo, de

forma que as forças que são pouco importantes no protótipo podem se tornar importantes

no modelo devido ao processo de redução. Considerando que o modelo é

consideravelmente menor que o protótipo, seria inevitável que as forças de viscosidade e

de tensão superficial se tornem proporcionalmente maiores em relação a redução do

tamanho do sistema de fluido. Este tipo de problema nem sempre pode ser evitado e

corrigido, mas é possível evitar modelos excessivamente reduzidos de modo a garantir que

98

estas forças não se tornem excessivamente importantes.

4.6. MODELOS APLICADOS AO TRANSPORTE DE SEDIMENTOS EM RIOS

Um dos maiores problemas de modelar rios refere-se ao estabelecimento da escala

geométrica. Normalmente os modelos de rios são projetados para simular fenômenos que

ocorrem num raio de vários quilômetros em que a profundidade é da ordem de poucos

metros. Neste caso um fator de 103 ou até maior poder estar envolvido na relação entre as

distâncias horizontal e vertical. Se as dimensões verticais são representadas por uma

distância razoável no modelo consequentemente as dimensões horizontais, para esta

mesma escala, deverão ser muito grande. Quando se deseja estudar pequenos rios ou

pequenas distâncias, estas relações de escalas podem ser viáveis, mas em muitos casos

simular ambas dimensões na mesma escala pode se tornar inviável economicamente. Ou,

possivelmente, gerar um modelo em que as dimensões verticais são extremamente

pequenas inviabilizando a geração de dados e prejudicando a precisão das simulações.

A utilização de modelos distorcidos, conforme já apresentado anteriormente, representa

uma solução importante para estes problemas em que a semelhança exige uma escala

razoável em ambas a dimensões. Os modelos distorcidos representam uma importante

ferramenta na simulação de fenômenos em que as dimensões horizontais e verticais do

protótipo são bastante diferentes, justamente o caso dos problemas envolvendo rios e

canais.

De uma forma geral os modelos de simulação de rios englobam dois casos básicos. Um

primeiro caso, mais simples, em que o movimento dos sedimentos não é importante, no

qual o modelo pode ser construído com uma camada fixa ou adotando um material

suficiente denso incapaz de mover sob a ação do fluxo de água. E um outro caso, mais

complexo sob o ponto de vista da modelagem, em que o movimento dos sedimentos é

importante, sendo normalmente relacionado aos processo de erosão, deposição e transporte

de partículas provocados pelo fluxo d’água. Neste tipo de problema é necessário assegurar

a semelhança do fenômeno morfológico e assim, além das semelhanças relativas ao efeito

da dinâmica da água, é necessário modelar a dinâmica dos sedimentos.

Observa-se que a complexidade dos modelos envolvendo canais e leitos de rios é função

99

de diversas variáveis e do tipo de fenômeno que se deseja simular. Os mais simples

envolvem somente a análise do efeito do fluxo d’água e os critérios de escala são obtidos

com precisão razoável, podendo ser feitas boas previsões quantitativas. Entretanto, nos

casos mais complexos em que envolvem transportes de sedimentos, efeitos de ondas,

marés e processos morfológicos bastante complexos fazendo com que os processos

envolvidos se compliquem tanto que a própria ciência tenha de ser reforçada, ou mesmo

seja substituída pela experiência (SHARP, 1981).

Nos modelos de fundo fixo o maior interesse encontra-se na simulação das características

do movimento da água, neste caso as características do fluxo ocorrem sob influência das

forças da gravidade, assim seguindo o critério de semelhança do número de Froude.

Contudo, as forças de atrito presentes tendem a retardar o fluxo, alterando as velocidades e

neste caso é necessário assegurar também a semelhança do número de Reynolds.

Entretanto, como apresentado anteriormente, altos números de Reynolds estão associados

a fluxos turbulentos e neste caso as forças de arraste são dominadas pela forma do arraste

ou pelo atrito dos contatos. Desta forma, para modelar os efeitos de arraste num fluxo

turbulento e rugoso é suficiente assegurar que o regime de fluxo seja também turbulento e

que a resistência ao atrito devido a rugosidade seja corretamente modeladas. Vários

critérios para fluxos turbulentos e rugosos tem sido propostos, alguns deles são listados na

Tabela 4.1.

Tabela 4.1 – Critérios para fluxos turbulentos e rugosos (modificado – SHARP, 1981).

CHOW (1959) 500vR>

υ

RUSSEL (1964) 1000vR>

υ

HENDERSON (1966) 100k*v>

υ

DE VRIES (1971) 800a400vh>

υ

YALIN (1971) menteaproximada70k*v>

υ

Os critérios mais realistas são aqueles em que o número de Reynolds é especificado em

100

termos da velocidade de cisalhamento (v*) e da rugosidade equivalente (k), dada pela

relação:

100k*v>

υ (4.23)

A velocidade de cisalhamento (v*) é a relação entre a tensão de cisalhamento na camada

pela densidade do fluido, sendo dada por:

( )ghI*v =ρτ

= (4.24)

onde: τ = tensão de cisalhamento (N/m2);


h = profundidade de fluxo (m);

I = inclinação da linha de energia.

O uso direto deste critério é muito difícil devido à impossibilidade de estabelecer um valor

preciso para rugosidade. Normalmente, a rugosidade está relacionada com as

características dos sedimentos e nem sempre é simples obter o valor de k diretamente a

partir do tamanho ou da característica da partícula. Nestes casos k pode ser obtido através

de outros métodos que estabelecem um valor aproximado da rugosidade. Alguns critérios

alternativos são apresentados na Tabela 4.1, sendo geralmente mais simples pela adoção

do raio hidráulico ou da profundidade de fluxo como o termo relacionado à dimensão

geométrica. Além disso, a velocidade pode ser considerada como sendo a velocidade

média para canais relativamente largos.

A semelhança da resistência de atrito será assegurada fazendo com que o modelo e o

protótipo obedeçam a mesma lei de resistência. Novamente, várias equações foram

desenvolvidas para descrever a resistência de atrito, uma delas é equação de Manning,

provavelmente uma das mais utilizadas:

21

32

IR1vn

= (4.25)

101

onde: n = coeficiente de Manning;

R = raio hidráulico (m).

De maneira semelhante a rugosidade pode ser obtida a partir de outra equação de

resistência, como por exemplo a equação de Chézy:

RICv = (4.26)

onde: C = coeficiente de Chézy.

Contudo, quando o modelo apresenta uma camada que pode mover-se livremente pela

ação do fluxo da água, os requisitos de escala tornam-se mais rigorosos e o problema da

modelagem torna-se também mais complexo. Em adição à modelagem do fenômeno

hidrodinâmico, deve-se dar atenção aos processos morfológicos envolvidos que são

fundamentalmente importantes, e que justificam o fato dos modelos de fundo móvel serem

particularmente usados para estudar os movimentos de camadas ou de sedimentos. Neste

caso os efeitos hidrodinâmicos apresentam uma menor importância. As dificuldades

encontradas estão relacionadas à obtenção de uma semelhança razoável, causadas pelo

aumento da complexidade dos requisitos de escala porque não é mais possível controlar a

resistência de atrito em toda extensão do canal como no caso dos modelos de fundo fixo.

No caso dos modelos de fundo fixo, a resistência pode ser modificada por tentativas até

atingir o padrão de fluxo desejado, mas no caso do fundo móvel, como as camadas se

movem, é impossível conseguir um ajuste da situação e estabelecer o padrão de fluxo, pois

para cada situação a forma das camadas se altera devido ao movimento e às características

do fluxo e dos sedimentos.

Alguns detalhes de escala e critérios de projeto podem ser encontrados quando o fenômeno

envolvido é amplamente conhecido de forma que as variáveis mais importantes possam ser

selecionadas e os requisitos mais críticos da modelagem possam ser satisfeitos. Assim o

uso de modelos de fundo móvel torna-se bastante complexo do ponto de vista da

modelagem, pois nem sempre se consegue o controle total das variáveis e o

comportamento dos sedimentos no campo também é muito difícil. Embora com estas

dificuldades, o uso dos modelos de fundo móvel não foi abandonado. Alguns modelos

foram desenvolvidos e operados com bases empíricas, admitindo-se que alguns ajustes

102

poderiam ser feitos para reproduzir eventos que poderiam ocorrer no protótipo ou mesmo

indicar eventos que iriam ocorrer no protótipo. A escolha do material da camada, escalas,

inclinação da camada, etc. foram largamente baseadas em experiências e desta forma

diferentes laboratórios desenvolveram técnicas, normas e métodos de projetos próprios.

Alguns dados teóricos foram incorporados objetivando fornecer um direcionamento

adicional e sugerir meios de fixar as distorções. Estes fatos geraram uma base fundamental

para a concepção dos modelos, embora muitos modelos foram também bem sucedidos

usando dados e normas baseados em avaliações teóricas.

Métodos para escolha de escalas de forma mais criteriosa foram desenvolvidos com o

aumento do conhecimento do fenômeno físico que ocorre nos sistemas de fundo móvel.

Este desenvolvimento tem ocorrido ainda recentemente e estão relacionados aos trabalhos

desenvolvidos principalmente por SHIELDS (1936); EINSTEIN & CHING (1956) e

YALIN (1971). Entretanto, apesar dos avanços obtidos, o campo dos modelos de fundo

móvel é ainda dominado por várias controvérsias e as experiências obtidas empiricamente

ainda continuam introduzindo critérios sobre o projeto dos modelos. Os resultados obtidos

dos métodos explícitos de escala são similares aos que tem sido usados por vários anos e,

consequentemente, é provável que o desenvolvimento atual represente uma justificativa

teórica para as práticas que certamente se encontram bem estabelecidas a menos que bases

teóricas possam ser geradas de modo que novas práticas possam ser logicamente

desenvolvidas. 4.7. PROCESSO DE SEMELHANÇA

HOOKE (1968) apresenta uma análise crítica dos problemas encontrados nas modelagens

envolvendo fluxos naturais e de sedimentos, mostrando que o rigor dos requisitos das

normas de modelagem tem desencorajado os pesquisadores, que normalmente não são

especializados em hidráulica, de realizar estudos de laboratório envolvendo simulações

físicas. As considerações feitas por HOOKE (1968) relatam suas próprias experiências e

também discussões e críticas a respeito de outros trabalhos envolvendo estas simulações

em escala reduzida.

Pela carência de um formalismo teórico envolvendo os estudos de fundo móvel, as

investigações a respeito deste tipo de problema tem se norteado em duas diferentes

103

alternativas de aproximação. A primeira envolve os procedimentos formais da teoria de

modelos hidráulicos, bastante aplicada quando são necessárias análises quantitativas e

extrapolações diretas. Nestes casos, como já descrito anteriormente, os requisitos de

semelhança, considerados fundamentais, são plenamente satisfeitos, sendo realizadas

calibrações e comparações adicionais com o sistema natural, ajustando os padrões de

escala de modo que os efeitos e as características observadas no protótipo possam ser

reproduzidas com precisão no modelo. Esta fase de calibração consiste de ajustes nas

escalas de tempo, velocidade e descarga, podendo também ser realizados ajustes na

inclinação da base do canal ou mesmo na graduação dos sedimentos. Uma vez que o

modelo é verificado, os efeitos das mudanças e alterações provocadas durante o

funcionamento do modelo podem ser estudados com segurança e factíveis de serem

extrapolados para o sistema natural (protótipo).

No caso das análises geomorfológicas dos depósitos, este tipo de aproximação é

impraticável (HOOKE, 1968). Nestes casos as preocupações estão relacionadas a um

princípio geral que possa ser aplicado e/ou extendido a um outro conjunto de sistemas de

comportamento semelhante e raramente a análise se baseia em um problema particular.

Assim, um outro tipo de aproximação poderia se concentrar num processo de semelhança

proposto por HOOKE (1968) em que os sistemas de simulação em laboratório são tratados

como sistemas reduzidos independentes, semelhantes ao modelo real mas não uma versão

em escala rigorosa do mesmo.

As condições básicas propostas por HOOKE (1968) para as simulações em laboratório

baseado neste tipo de aproximação são:

um padrão de escala geral deve ser alcançado, estabelecendo uma escala básica entre o

modelo e protótipo;

o modelo deve reproduzir as características morfológicas básicas do modelo

investigado (protótipo), caracterizado pela reprodução global do processo de descarga,

estrutura da camada, padrão de deposição, tipo de sedimento, densidade, etc;

os mecanismos que produzem certas características no modelo possam ser

considerados como tendo o mesmo efeito no sistema natural, como por exemplo a

manutenção das mesmas condições de fluxo, regime de escoamento, mecanismos de

transporte, concentração da mistura.

104

Um exemplo deste tipo de consideração pode ser relacionado aos problemas de

determinação de taludes de leques aluviais. A primeira condição poderia ser encontrada

com o ajuste do tamanho dos detritos (sedimentos) e da descarga, lembrando sempre dos

limites práticos de semelhança, pois partículas muito finas podem alterar o mecanismo a

ser reproduzido e partículas muito grosseiras podem exigir descargas muito altas.

Entretanto, a combinação apropriada do tamanho do sedimento e das características de

descarga poderia gerar leques com taludes semelhantes aos obtidos na natureza, que tem

em média de 2 a 12 graus. Uma segunda fase poderia revelar maiores características do

processo de formação dos leques aluviais como por exemplo relacionar a velocidade

descarga com a inclinação obtida. Evoluindo mais o processo de investigação, poder-se-ia

extrapolar qualitativamente os efeitos observados no laboratório e inferir algumas

características de comportamento no campo. No caso dos leques, observa-se que grandes

leques drenam grandes bacias de drenagem e que as grandes bacias de drenagem

apresentam altas descargas. Assim, pode-se observar a influência da velocidade de

descarga também no sistema de campo, pois leques com grandes áreas normalmente

apresentam baixas inclinações devido às altas velocidades de descargas. Embora

simplificado este exemplo representa uma visão global da proposta de HOOKE (1968) e os

possíveis alcances e extrapolações dos modelos baseados neste tipo de aproximação.

A validação deste processo pode necessitar de estudos adicionais, principalmente no

sentido de certificar a acurácia e a precisão dos resultados. Entretanto, de acordo com

HOOKE (1968), a absoluta certeza é praticamente impossível de ser atingida, devido as

dificuldades de comparações com o mesmo sistema ocorrida no campo principalmente

numa escala temporal. Mas mesmo assim os ensaios de laboratório são extremamente

importantes pois sugerem uma explicação lógica para as observações dos fenômenos de

campo e apresentam um bom suporte para estas constatações.

Pode-se considerar um outro exemplo, mais aplicado a realidade da proposta desta

pesquisa, onde a simulação é realizada em um canal com fundo revestido de areia. Neste

caso, dependendo das condições de escoamento podem ocorrer duas profundidades de

fluxo. Para cada profundidade, um mecanismo de transporte pode ser gerado em função do

valor da velocidade de fluxo. Como comparação ao esquema de campo poder-se-ia avaliar

o efeitos de diferentes fenômenos naturais com enchentes ou períodos de secas que alteram

as profundidades do canais e consequentemente o padrão de fluxo. Entretanto a

105

quantificação das taxas de transportes por exemplo não poderiam ser extrapoladas para o

sistema natural.

Embora com bastantes requisitos de semelhança, os modelos hidráulicos formais ainda

apresentam algumas limitações devido a impossibilidade de formalizar todas as relações

(HOOKE, 1968). Atualmente, muitos modelos são usados para estabelecer teorias e

formulações que ainda não se encontram disponíveis. Estes modelos, em muitos casos,

estão relacionados ao empirismo de cada simulação devido as dificuldades impostas pelos

próprios fenômenos naturais. Até hoje, estes tipos de modelos não podem fornecer dados

quantitativos capazes de reproduzir as alterações geomorfologicas que ocorrem no sistema

natural e neste caso mesmo com todo o formalismo teórico eles ainda apresentam

deficiências.

HOOKE (1968) acredita que embora simples, a aproximação dos sistemas de laboratório

como pequenos sistemas independentes represente uma alternativa produtiva de obter

dados e respostas para o entendimento dos fenômenos naturais. Contudo, não considera

que este tipo de proposta seja melhor que a adoção de sistemas de escalas em que os

requisitos de semelhança sejam plenamente atingidos. A justificativa baseia-se na

simplicidade e na maneira direta com que os estudos podem ser conduzidos. Outro tipo de

consideração refere-se a não existência de riscos de uma extrapolação quantitativa

duvidosa pelas próprias limitações do modelo. Além disso, as análise de sistemas gerais e

não um único e particular sistema fornecendo informações gerais, reforçam a

características qualitativas destas simulações. A adoção de sistemas exclusivos

condicionam o desenvolvimento de um modelo específico para cada tipo de problema

individual e neste caso justificaria a adoção da escala formal, mas devido a diversidade dos

problemas estudados ter-se-ia que desenvolver mais de um tipo de modelo, podendo

inviabilizar as simulações.

Baseado nesta proposta, apresentada por HOOKE (1968), foi estabelecido o modelo físico

desenvolvido nesta tese e aprestado em detalhe no Capítulo 5. Analogamente a este tipo de

consideração outros equipamentos de simulação foram desenvolvidos adotando este

mesmo processo de semelhança (KÜPPER et al., 1992b). As características das

investigações realizadas reforçadas pelas características das simulações e análises

relacionadas ao sistema de campo podem justificar a adoção de um modelo adequado e

106

menos formal. Neste contexto, proposta de HOOKE (1968) de adotar sistemas

independentes é uma boa alternativa para contornar os formalismos de escala, bastante

difíceis de serem satisfeitos neste tipo de simulações. Acredita-se que embora simples,

estas aproximações representam uma alternativa produtiva de obter dados e respostas para

o entendimento qualitativo do processo de formação dos depósitos de aterro hidráulico e

particularmente os que estão associados à formação das barragens de rejeitos.

107

CAPÍTULO 5

EQUIPAMENTO DE SIMULAÇÃO DE DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA

(ESDH)

5.1. INTRODUÇÃO

Pelo exposto no Capítulo 3 observa-se a grande aplicabilidade dos ensaios de simulação de

deposição hidráulica na análise do comportamento dos aterros hidráulicos. Embora com

algumas limitações relacionadas às propostas de cada tipo de investigação e restrições nas

escalas de redução, as simulações em laboratório tem se revelado como uma excelente

alternativa no entendimento e na caracterização dos mecanismo do processo de deposição,

fenômeno extremamente complexo para ser analisado exclusivamente no campo.

Apesar das limitações relativas ao efeito de escala, mencionado principalmente por

HOOKE (1968), YALIN (1971), SHARP (1981), KÜPPER et al. (1992a) dentre outros,

verifica-se que as propostas dos ensaios de simulação tem reforçado a idéia de que um dos

caminhos para avaliar e otimizar os projetos de aterros hidráulicos tem sido a utilização

dos modelos de laboratório.

Neste contexto, é clara a aplicabilidade das simulações em laboratório para estudar o

comportamento dos aterros hidráulicos e principalmente aplicado ao processo de

construção de barragens de rejeitos. Neste caso específico, torna-se imperiosa a

necessidade de simular os parâmetros de fluxo e as características do rejeito devido,

principalmente, a falta de controle técnico relacionado a estas estruturas.

Através das simulações de laboratório é possível realizar um grande número de

experimentos de uma maneira rápida e econômica, possibilitando estudar os efeitos das

diversas variáveis que atuam no processo de deposição hidráulica. Embora com poucas

108

informações relacionadas aos requisitos e fatores de escala de modelagem adotados, os

ensaios de simulação reportados na literatura tem demonstrado como estes efeitos atuam

nas características gerais do material depositado e enfatizam a aplicabilidade destas

simulações em laboratório.

Observa-se também que as características dos dados apresentados sugerem que o

formalismo da modelagem hidráulica não foi totalmente satisfeito. Caracterizações

puramente qualitativas tem sido apresentadas e somente alguns casos parecem ter se

aproximado do rigor imposto pelas técnicas de modelagem. Nestes casos os resultados tem

servido para gerar e calibrar formulações propostas.

Como foi visto na descrição dos conceitos de modelagem, existem dificuldades de

submeter à escala, fenômenos que envolvem transporte de sedimentos. Um dos fatores

limitantes é o tamanho do sedimento, que pode ser reduzido somente até um certo ponto,

pois após este limite ele se torna muito fino e as forças coesivas e de tensão superficial

tendem a atuar, invalidando o modelo. Além disso, as características da forma e superfície

do grão afetam a resistência do fluxo, o transporte de sedimentos, o talude de equilíbrio, a

densidade do depósito, etc., e são muito difíceis senão impossíveis de reduzir. Existem

também limites práticos para variar os parâmetros como densidade e a viscosidade do

fluído e a própria densidade do sedimento, dificultando a ainda mais o processo de

modelagem.

O processo de semelhança proposto por HOOKE (1968), detalhado no Capítulo 4,

representa uma importante ferramenta no sentido de contornar os formalismos impostos

pelo rigor da modelagem hidráulica. É evidente que se fosse conseguida uma redução

perfeita de todas as dimensões, a modelagem formal seria certamente adotada, mas como

descrito anteriormente, é impossível atingir este tipo de perfeição nos problemas

envolvendo transporte de sedimentos. Assim, a adoção de sistemas independentes, não

necessariamente uma versão perfeita em escala do sistema natural, tem revelado uma

alternativa interessante no sentido de contornar as dificuldades da modelagem verdadeira.

Nestes casos e como, certamente, adotado na maioria dos ensaios descritos no Capítulo 3,

as simulações visam as semelhanças dos fenômenos e as observações obtidas nos modelos

têm um caráter puramente qualitativo. Mas pelo exposto pode ser observado que os

109

resultados representam um ganho considerável no desenvolvimento e interpretação da

técnica construtiva dos aterros hidráulicos.

Neste contexto, a proposta do equipamento desenvolvido nesta pesquisa envolveu um

modelo reduzido baseado nas recomendações propostas por HOOKE (1968). O tipo de

análise e os parâmetros utilizados representam uma justificativa para este tipo de

consideração. Além disto, estas considerações são reforçadas pela metodologia de projeto e

construção de um equipamento semelhante que foi desenvolvido por KÜPPER (1991),

simulando e caracterizando o mesmo tipo de problema.

5.2. CARACTERÍSTICAS DO ESTUDO EXPERIMENTAL

Objetivando simular as características dos aterros hidráulicos e mais especificamente este

tipo de estrutura associado à disposição de rejeitos, foi elaborado um estudo experimental

baseado nas simulações em laboratório do processo de deposição hidráulica que ocorre no

campo. É importante notar, como foi apresentado no Capítulo 4, que existem muitas

dificuldades associadas aos modelos de simulação de fenômenos que envolvem transporte

de sedimentos e neste caso específico os problemas se tornam maiores devido às altas taxas

de sedimentos envolvidos, às diferenças nas propriedades dos sedimentos e aos parâmetros

de descarga.

Um extenso estudo na literatura relacionada à simulação do processo de deposição em

laboratório, já apresentada anteriormente, revelou que adoção de modelos baseados em

canais abertos com fundo móvel representa uma ferramenta adequada a este tipo de

análise. Observou-se que a maioria das simulações, embora com proposta diferentes,

apresentam características de modelagem semelhantes. Com relação às dificuldades

associadas à extrapolação dos resultados, estas simulações também apresentam as mesmas

dificuldades devido principalmente às limitações dos modelos e impossibilidade de cobrir

todos os aspectos envolvidos e satisfazer todos os critérios de semelhanças. Embora não

sendo descrito formalmente, esquemas semelhantes ao proposto por HOOKE (1968),

descritos no Capítulo 4, foram considerados na concepção da maioria das simulações

descritas no Capítulo 3 em vista das simplificações associadas e do próprio caráter das

simulações. Este tipo de consideração foi reforçado pela análise das características dos

resultados apresentados em comparação com a realidade do fenômeno em escala real. Este 110

procedimento foi adotado por KÜPPER (1991), sendo o requisito principal que norteou a

concepção e a caracterização física de seu equipamento. Alguns poucos ensaios de

simulação apresentam dados relacionados aos tipos de critério de semelhança adotado, mas

mesmo assim observa-se também algumas limitações e problemas de escala. Entretanto,

verifica-se que algumas alterações ou mesmo calibrações entre os sistemas são efetuadas

de modo a melhorar a qualidade dos dados e corrigir as distorções. Mas, de uma forma

geral, todos os estudos mencionados no Capítulo 3 apresentam problemas relacionados às

avaliações quantitativas do problema.

Neste contexto, a metodologia adotada neste trabalho foi estabelecer um sistema de

modelagem capaz de simular as variáveis envolvidas tentando estabelecer regimes de fluxo

com valores do numero de Reynolds bem acima dos limites turbulentos, garantindo um

regime de fluxo turbulento como o que ocorre no campo. Quanto ao número de Froude,

tentou-se estabelecer uma faixa de valores dentro dos limites próximo aos estimado no

campo, embora este tipo de consideração tenha sido bastante difícil de avaliar nas

simulação realizadas.

Seria conveniente ressaltar as dificuldades relacionadas ao coeficiente de rugosidade

associado aos modelos de fundo móvel e mesmo a redução em escala do tamanho dos

sedimentos, devido as limitações dos processo de transporte quando o sedimento se torna

muito pequeno. Neste caso estes critérios de escala são muito complexos e difíceis de

simular, embora sejam de grande importância na precisão dos resultados, pois a resistência

do fluxo, mecanismos de transporte de sedimentos, talude de equilíbrio, densidade, etc. são

bastante afetadas pela forma e superfície do grão. Entretanto, optou-se por adotar o mesmo

tipo de material encontrado no campo nas simulações de laboratório, mas conhecendo as

implicações que este tipo de escolha poderia causar.

Baseado nas dificuldades associadas ao estabelecimento e satisfação de todos os critérios

estabelecido pelas normas e técnicas da modelagem foi então decidido construir um

modelo de simulação adequado às realidades do problema, considerando o modelo como

um ensaio fundamental. A base destes ensaios consiste na caracterização geral do

fenômeno com objetivo principal de entendê-lo fisicamente e desenvolver bases

conceituais e formulações que possam ser usadas para o estudo em escala real, pelo menos

de forma qualitativa (HOOKE, 1968). Nestes casos, se os valores numéricos puderem ser 111

transferidos diretamente do laboratório para o campo, isto irá representar uma segunda

conseqüência, mas não necessariamente a base e nem a característica principal deste tipo

de aproximação. Alguns exemplos deste tipo de aproximação são os estudos de leques

aluviais desenvolvidos por HOOKE (1967) e WEAVER (1984) e os ensaios de flume

realizados no US Geological Survey (SIMONS & RICHARDSON, 1963 e GUY et al.

1966). Estes ensaios relatam o desenvolvimento de conceitos e formulações provendo

bases fundamentais para o entendimento de vários aspectos de sedimentologia, embora os

resultados destes ensaios puderam ser somente aplicados qualitativamente.

Cabe ressaltar, que embora visto com restrições para maioria dos geotécnicos,

principalmente face às dificuldades e aproximações envolvidas no projeto de aterros

hidráulicos, as simulações em laboratório são rotinas em outras áreas como a

sedimentologia, neste caso como um ensaio fundamental e na engenharia hidráulica,

obedecendo um maior rigor nos aspectos de escala.

Em resumo, estas simulações objetivam o estudo dos mecanismos da deposição hidráulica

baseado nos efeitos da composição da lama e métodos de lançamento verificando sua

influência nas propriedades geotécnicas do aterro. Neste contexto, as simulações baseiam-

se no entendimento do mecanismo de deposição e as suas alterações devido às variações

nos parâmetros de descarga. Assim, o equipamento proposto deve contemplar estas

considerações e fornecer dados que possam auxiliar na caracterização do fenômeno da

deposição hidráulica. Desta forma, estas observações detalhadas de laboratório visam

analisar qualitativamente como as variações nos parâmetros de descarga alteram as

propriedades do depósito no campo.

Pelo exposto anteriormente, a concepção do equipamento de simulação de deposição

hidráulica (ESDH) desenvolvido nesta pesquisa, baseou-se numa intensa análise a respeito

dos processos de escala relacionados aos modelos reduzidos. Como foi observado, existem

várias dificuldades associadas a este tipo de projeto. Mas como apresentado anteriormente,

optou-se por um esquema simplificado levando em conta principalmente a experiência

adquirida nos diversos modelos relacionados às simulações de transporte hidráulico

reportados na literatura.

112

5.3. DESCRIÇÃO DO EQUIPAMENTO DE SIMULAÇÃO DE DEPOSIÇÃO

HIDRAULICA (ESDH)

Considerando a importância do ensaio de ESDH na previsão do comportamento dos aterros

hidráulicos, foi desenvolvido um equipamento de simulação de deposição hidráulica na

Universidade de Brasília. Este equipamento foi desenvolvido durante esta tese de

doutoramento, permitindo simular em laboratório diferentes condições de descarga que

podem ser submetidos os aterros hidráulicos.

O equipamento de ESDH consiste basicamente de três partes fundamentais que funcionam

de forma integrada durante todo o período de realização dos ensaios, provendo a

manutenção dos parâmetros de fluxo e as condições necessárias para um processo

controlado de deposição hidráulica. A parte principal do equipamento consiste de um canal

de deposição, onde são realizadas as simulações dos diferentes parâmetros de descarga e

onde ocorre a formação do depósito. Integrado ao canal encontra-se um sistema de

alimentação acoplado a um sistema de controle de descarga. A Figura 5.1 mostra um

esquema do equipamento de ESDH, sendo apresentado a seguir os detalhes de cada um dos

sistemas que compõe o ESDH.

RESERVATÓRIO PRINCIPAL

MISTURADOR

BOMBA

��

��

��

CANAL

ATERRO HIDRÁULICO

DRENO AJUSTÁVEL

CONTROLADOR DEFLUXO

6.00 m

1.00

m

RESERVATÓRIOSECUNDÁRIO

2.50

m

��

��

MOTOR

TELA��

��

Figura 5.1 - Esquema do Equipamento de Simulação de Deposição Hidráulica (ESDH).

113

5.3.1. Canal de deposição

O canal de deposição tem 6,00 m de comprimento, 0,40 m de largura e 1,00 m de altura. O

canal foi construído usando perfis metálicos que sustentam as paredes laterais de vidro

temperado de 1,00 m2 e 10 mm de espessura, capazes de suportar o empuxo provocado

pelo material depositado. Este tipo de parede permite a visualização do processo de

deposição ao longo de toda extensão do canal. É importante ressaltar que as ligações entre

as placas de vidro na parte interna do canal foram feitas de modo a minimizar a existência

de irregularidades e descontinuidades no contato entre as placas de vidro. Este tipo de

cuidado durante o processo de fixação dos vidros visou evitar problemas no regime de

fluxo dentro do canal provocado por possíveis ressaltos nestas ligações. Uma viga

principal treliçada localizada na extremidade inferior do canal promove a sustentação

global da estrutura e permite a mudança da inclinação do canal pela instalação de um

macaco hidráulico na extremidade inicial do canal que encontra-se apoiada sobre a torre

principal de sustentação do equipamento.

A base do canal é constituída por uma chapa metálica de 5 mm de espessura protegida com

uma camada de tinta Epoxi. A utilização desta chapa na base do canal visou garantir a

estabilidade do fundo do depósito e resistir aos esforços provocados pelo peso do material

depositado, mantendo-se horizontalmente estável. Uma manta de geotêxtil não-tecido de

gramatura 600 g/m2 foi fixada sobre esta chapa objetivando manter estabilidade do

material da camada pré-depositada e uniformizar o processo de drenagem na base do

depósito. Esta camada pré-depositada foi constituída pelo próprio material utilizado nos

ensaios, apresentando uma espessura de aproximadamente 7,0 cm (Figura 5.2).

A deposição desta camada de fundo foi realizada manualmente, utilizando o material

praticamente seco, aplicado diretamente sobre a manta de gotêxtil. Após a colocação do

material a superfície da camada foi nivelada, sofrendo um leve processo de densificação.

Inicialmente o nivelamento foi realizado manualmente com a cota final controlado pela

extremidade superior do perfil metálico localizado na parte inferior do canal e

posteriormente, após a instalação da plataforma de acesso ao fundo do canal, o

nivelamento foi realizado com auxílio de uma palheta niveladora instalada na base da

plataforma, cuja cota final era determinada pelo ajuste da altura da plataforma no interior

do canal. A utilização desta plataforma facilitou o processo de nivelamento das camadas 114

possibilitando assim realizar ensaios em cotas superiores sem muitas dificuldades de

garantir a perfeita horizontalidade das camadas em regiões mais elevadas do canal.

Figura 5.2 – Detalhe do processo de deposição da camada de revestimento do fundo do

canal.

5.3.2. Sistema de alimentação

O sistema de alimentação do ESDH consiste de dois reservatórios, um principal localizado

na parte superior do canal e um outro secundário localizado ao lado do equipamento onde é

feita a preparação da mistura. Os dois reservatórios são interligados através de uma bomba

especial para sólidos que mantém a recirculação da mistura durante todo período de

realização do ensaio. O nível do reservatório superior é mantido constante através de

sistemas de saída localizados em diferentes pontos ao longo da profundidade do

reservatório. Dependendo da vazão requerida, uma ou mais válvulas são abertas variando

assim o nível d’água dentro deste reservatório. A Figura 5.3 apresenta um esquema do

sistema de recirculação podendo também ser observado os pontos de coleta das amostras

para verificação da concentração e as válvulas de controle de nível do reservatório

superior.

A adoção deste sistema duplo de reservatórios deveu-se a necessidade de abastecer o

115

equipamento durante o período de evolução dos ensaios e este procedimento poderia afetar

as características iniciais da concentração da mistura. Além disso, a própria localização do

reservatório principal inviabilizava este procedimento. Outro ponto importante,

relacionado a este sistema, refere-se à adoção do sistema de recirculação, facilitando e

aumentando a eficiência dos misturadores pelo turbilhonamento gerado dentro dos

reservatórios. Devido aos altos valores da massa específica das partículas de ferro

presentes no rejeito, um sistema simples de agitação não seria suficiente para manter as

partículas em suspensão e garantir a eficiência da mistura. Assim, após uma longa

avaliação da real capacidade dos sistema de mistura, optou-se por usar a recirculação como

um sistema adicional para garantir a eficiência da mistura, e neste sentido foi estudada a

melhor posição para localização dos tubos de entrada e saída nos dois reservatórios.

Figura 5.3 – Detalhe dos reservatórios e sistema de recirculação.

A adoção de um sistema único de alimentação representou um problema adicional na

concepção e construção do ESDH. Neste tipo de construção era necessário a utilização de

um sistema de mistura eficiente e que garantisse uma concentração constante durante todo

período de realização do ensaio. As limitações da velocidade de rotação das pás devido a

capacidade dos reservatórios e ao processo de formação de vórtex poderiam prejudicar a

uniformidade da mistura ao longo do próprio reservatório. A análise destes fatores foi

essencial no dimensionamento dos misturadores. A criação de vortex é uma característica

116

bastante crítica neste tipo de sistema devido a concentração de uma quantidade excessiva

de partículas na região central do reservatório.

Um sistema de pás metálicas vazadas com seção levemente inferior ao diâmetro dos

reservatórios foi instalado no eixo central dos mesmos. A velocidade de rotação adotada

foi de 60 rpm, calculada em função das diversas medidas de concentração realizadas ao

longo da profundidade e da seção dos reservatórios. A manutenção da velocidade foi

possível através de um sistema de polias de redução acopladas a um motor de 1 CV, que

garantiam um torque necessário para mover a lama dentro do reservatório mesmo

considerando a máxima concentração adotada e densidade das partículas de ferro presentes

no rejeito. O cálculo e arranjo físico destas pás foram baseados em dados obtidos em

projetos de sistema semelhante usado em estações de esgotos e sistemas de

homogeneização de misturas de sólidos e líquidos (PERRY & CHILTON, 1973).

Adicionalmente, foi instalado na parte inferior do eixo central das pás uma haste em forma

hélice objetivando manter os sedimentos acumulados na parte central do fundo em

suspensão, evitando assim a concentração de material e aumentando a eficiência do

sistema. A Figura 5.4 apresenta um detalhe dos misturadores, mostrando a configuração

das pás adotadas.

Figura 5.4 – Detalhe do sistema de mistura.

117

Para a avaliar a concentração da mistura e a eficiência do sistema de mistura foram

instalados em diferentes pontos do reservatório superior válvulas que permitem a coleta de

material. Estas válvulas tiveram uma importância fundamental durante o processo de

calibração do misturadores e do próprio sistema de alimentação pela avaliação da

concentração ao longo da profundidade do reservatório e também analisando sua

uniformidade em relação ao ponto de descarga, a saída do controlador de fluxo. Nesta fase

foi possível verificar o desempenho do arranjo físico adotado evitando estabelecer este

mesmo tipo de controle durante os ensaios, embora as avaliações das concentrações eram

realizadas em diferentes intervalos de tempo durante o período de execução dos ensaios.

5.3.3. Sistema de descarga

A descarga da lama dentro do canal é feita através de um controlador de fluxo projetado

para produzir uma condição de fluxo uniforme ao longo do canal pelo direcionamento do

fluxo sempre paralelo às paredes do canal. O objetivo principal deste controlador foi o

estabelecimento de um fluxo unidimensional e minimizar os efeitos provocados pelas

paredes. O projeto deste controlador foi baseado numa proposta inicial apresentada no

equipamento desenvolvido por KÜPPER (1991) na Universidade de Alberta, Canadá. O

controlador de fluxo foi construído em acrílico transparente permitindo a visualização do

processo de descarga no seu interior. A extremidade final do controlador apresenta um

sistema de ajuste que permite aumentar ou diminuir a abertura de saída de fluxo,

permitindo a variação da velocidade de descarga que entra no canal. Contudo, em todos os

ensaios realizados o controlador de fluxo funcionou em seção plena, ou seja com abertura

máxima do dispositivo de restrição de fluxo. A Figura 5.5 mostra alguns detalhes deste tipo

de dispositivo.

Um sistema de elevação foi acoplado ao controlador de fluxo, possibilitando sua ascensão

em função da velocidade de subida da crista do aterro. Este sistema garante uma altura

constante entre a superfície de deposição e a base do controlador de fluxo. Assim, o

controlador de fluxo é suspenso por um sistema de cabos acoplado à três polias miniaturas

localizadas na estrutura de sustentação do canal, permitindo a manutenção da sua posição

perfeitamente paralela à base do depósito. Um pequeno motor foi instalado tracionando os

cabos e promovendo o movimento de subida e descida do controlador. O movimento

uniforme dos cabos era controlado através de um parafuso de rosca sem fim soldado ao 118

eixo do motor, que mantinha os cabos enrolados dentro dos fios da rosca. Um sistema de

ajuste de velocidade possibilita o controle da velocidade do controlador, permitindo que a

velocidade seja ajustada em pequenos incrementos variando entre 5,0x10-4 a 2,0x10-3 m/s.

Desta forma, a velocidade de ascensão do controlador era ajustada nos instantes inicias do

ensaio em função dos parâmetros de fluxo adotados, condicionados à velocidade de

crescimento do depósito no canal.

��

420 mm

280

mm

50 mm

AC

RÍL

ICO

FLE

XÍV

EL

TUBO CONDUTOR

DISTRIBUIDOR DE FLUXO

120 mm

30 m

mPARAFUSO DE AJUSTE

380

mm

Figura 5.5 – Detalhe do Controlador de Fluxo.

O controlador era conectado ao reservatório principal através de um tubo de diâmetro

levemente inferior ao tubo condutor do controlador permitindo a sua penetração a medida

que o controlador movia-se verticalmente em função da subida da crista do depósito. Um

funil também foi instalado no topo do controlador evitando a perda de material durante a

descarga.

5.3.4. Sistema de drenagem

Um sistema de drenos foi instalado no final do canal de forma a manter o nível d’água

constante na praia. A altura de cada de dreno pode ser ajustada em função da altura do

depósito mantendo uma superfície livre de 1,00 m a partir da extremidade final da praia. O

sistema de ajuste era feito a partir da liberação da abertura da tubulação descontando o

119

tubo que bloqueava o fluxo. Estes pontos foram instalados em quatro alturas diferentes em

função da altura da cada processo de deposição. Assim, o tubo mais baixo estava associado

a deposição dos primeiros 25 cm seguindo pelos outros com cotas 25 cm superiores entre

si. O cálculo deste drenos foi baseado na estimativa de depósitos com inclinação média de

10% e comprimento máximo de 3,00 m obtido a partir de um depósito piloto realizado com

cota da drenagem do canal coincidindo com cota do fundo do canal. Neste ensaio, embora

sem restrições de altura do ponto de drenagem, ocorreu a formação de uma pequena lagoa

na base do depósito devido a baixa velocidade de saída do fluxo em função da velocidade

descarga.

Este sistema de drenos no final visava manter o nível da lagoa de decantação e evitar que o

processo de deposição ocorresse debaixo d’água, pela concentração excessiva de água no

canal. A manutenção da lagoa representa um aspecto importante na manutenção da

semelhança das características da deposição que ocorre no campo. Neste caso o tipo de

aterro hidráulico simulado nestas investigações consistiu de um arranjo com deposição na

parte superior da crista na direção de montante e no final do depósito havia a formação de

uma lagoa de decantação.

Foi instalada uma tela para contenção de partículas, antes do sistema de drenos e com o

objetivo de evitar perda de material fino pela descarga na saída do canal. Esta tela

funcionava como uma barreira de contenção de finos, preenchendo toda a seção transversal

do canal e mantendo praticamente todas as partículas na lagoa de decantação. Esta

proteção apresenta uma estrutura principal metálica que sustenta uma tela de tramas

plásticas revestida por uma manta de geotêxtil de gramatura 300 g/m2.

5.4. ARRANJO GERAL DO EQUIPAMENTO

Todos os sistemas apresentados anteriormente funcionam de forma integrada e compõe o

arranjo geral do equipamento. Uma conexão direta é estabelecida entre eles desde a fase

inicial, no momento da preparação da mistura, até a descarga final no canal. A eficiência

de todos os sistemas foi avaliada passo a passo e depois em conjunto na realização do

ensaio piloto. Todos os ajustes foram realizados previamente de forma a garantir o perfeito

desempenho do equipamento durante o programa experimental. Esta fase demandou um

120

certo tempo devido principalmente aos ajustes e modificações no sistema de mistura, o

ponto crucial da adoção de sistemas de alimentação único.

Após verificado os problemas, foram realizados os ajustes necessários, garantindo a

perfeita integração entre os sistemas de descarga, mistura e deposição, estabelecendo o

arranjo final do ESDH. A Figura 5.6 mostra uma visão geral do arranjo final do

equipamento de simulação de deposição hidráulica desenvolvido na Universidade de

Brasília. É importante considerar que a construção deste equipamento contou com o apoio

financeiro da Universidade Federal de Ouro Preto e da Samitri, além de um grande apoio

técnico fornecido pelo Centro de Manutenção de Equipamentos Científicos (CME) da

UnB.

Figura 5.6 – Visão geral do equipamento ESDH.

5.5. METODOLOGIA DO ENSAIO

No primeiro estágio do ensaio, a lama é preparada no reservatório secundário e

imediatamente após sua preparação, o misturador é acionado promovendo a

homogeneização da mistura e mantendo a concentração da lama constante. O valor da

concentração foi obtido a partir de uma relação entre pesos. Encontra-se na literatura

alguns ensaios cujo valor da concentração é obtido em função do volume de sólidos e água.

121

Entretanto, esta relação é bastante complexa sob o ponto de vista da determinação precisa

do volume de sólidos envolvidos devido a dificuldade de avaliar o índice de vazios durante

a preparação. Entretanto, este tipo de abordagem é muito comum nos ensaios e

procedimentos utilizados na maioria das simulações realizadas na ex-União Soviética.

Contudo, devido a maior facilidade e aplicabilidade deste tipo de consideração, a

concentração adotada neste programa experimental foi obtida a partir da relação entre os

pesos de água e sólidos considerando a seguinte equação:

%100WW

ct

s ×= (5.1)

onde: c = concentração da mistura;

Ws = peso de sedimentos

Wt = peso total

Considerando-se a Equação 5.1, o material é preparado para uma concentração pré-

definida, estabelecendo os pesos de solo e água correspondentes. Os sólidos eram

introduzidos diretamente no reservatório com auxílio de sacos plásticos contento cerca 5

kg de material pesados previamente. O número de sacos adicionados e frações de peso

necessárias eram calculados previamente em função do valor da concentração adotada. É

importante notar que eram realizadas correções de umidade do material utilizado. Contudo,

devido a maioria dos ensaios ter sido realizado no período de seca, as correções em função

do teor de umidade natural da amostra total foram muito pequenas. O material era

submetido ao primeiro reservatório onde era preparada a mistura. A água era adicionada

diretamente neste reservatório a partir de um outro reservatório localizado próximo a este

reservatório e com cota de saída concidente com o nível máximo do reservatório

secundário. O controle da quantidade de água adicionada era feito por graduações

existentes nas laterais do reservatório, correspondentes a quantidade de água necessária

para cada estágio de preparação. Objetivando facilitar o processo de preparação da

mistura, optou-se por manter a quantidade de água adicionada sempre constante e variar

somente o peso de sólidos em função do valor da concentração. Após a homogeneização

completa, a lama era bombeada para o reservatório principal localizado na parte superior

do equipamento.

122

O bombeamento era realizado pelo acionamento da bomba de sucção e abertura das

válvulas que liberavam o fluxo para o reservatório principal. Uma ou mais válvulas de

controle de nível do reservatório principal eram abertas dependendo do valor da vazão

requerida. Entretanto, este sistema apresentou um pequeno problema quando a bomba

trabalhava na potência máxima. Nesta caso era necessário manter as duas válvulas

extravasoras abertas para evitar o transbordamento do reservatório. Este fato inviabilizou a

possibilidade de utilizar o primeiro nível do reservatório, pois era impossível manter

somente uma válvula aberta. Com isto somente o segundo e o terceiro níveis do

reservatório foram utilizados garantido a estabilização do processo de recirculação

Entretanto, esta limitação não inviabilizou a realização dos ensaios com baixas vazões pois

os níveis alcançados foram suficientes para assegurar a faixa de vazões propostas. Após a

estabilização do processo de recirculação da lama nos dois reservatórios, garantindo o

nível de material constante no reservatório principal, iniciava-se o processo de avaliação da

concentração no sistema.

A concentração era avaliada em pontos instalados ao longo da profundidade do

reservatório principal e no próprio reservatório secundário, verificando a eficiência do

sistema de recirculação e do misturadores. Toda a eficiência deste sistema era garantida

pela manutenção do sistema de mistura funcionando constantemente nos dois reservatórios

e auxiliada pelo sistema de recirculação, mantendo os sólidos em suspensão. A avaliação

da vazão de descarga era feita com uma auxílio de um pequeno reservatório localizado ao

lado do canal onde a vazão era medida antes de liberar o fluxo para o canal. Válvulas de

controle foram instaladas de modo a desviar o fluxo para o canal e/ou reservatório de

medição. Estas válvulas também foram fundamentais no processo de troca de tubulações,

ajuste do controlador de fluxo e mesmo limpeza de tubulações sem prejudicar o

desenvolvimento do ensaio ou esgotar os reservatórios.

Após a estabilização da concentração nos reservatórios e ajustada a vazão de descarga, a

lama era descartada no canal através do controlador de fluxo. Em uma fase inicial era

necessário ajustar a velocidade de ascensão do controlador de fluxo em função

principalmente da relação entre a vazão e concentração adotadas e consequentemente da

velocidade de evolução do aterro, visando assegurar a altura de deposição sempre

constante entre a superfície do depósito e a base do controlador de fluxo. Em todos os

ensaios optou-se por realizar a deposição sempre próxima a superfície do aterro (altura de 123

lançamento próxima de zero) e assim o controlador de fluxo se manteve sempre próximo a

cota da crista do aterro.

O ajuste do controlador de fluxo era feito visualmente nos primeiros 20 minutos de

evolução da deposição. Neste intervalo, eram feitos pequenos ajustes no regulador de

velocidade, acoplado ao motor, de modo a conseguir uma velocidade próxima da

velocidade de evolução do aterro. Um nível de bolha foi instalado na superfície do

controlador de fluxo objetivando controlar a horizontalidade do controlador e manter o

processo de descarga uniforme ao longo da seção do canal, evitando concentrações de

fluxo em uma das laterais do canal.

Em função da velocidade de descarga, a crista do aterro sofria pequenos processos de

erosão que caminhavam desde a extremidade final do aterro até atingir a crista. Neste caso

eram necessários pequenos ajustes na altura do controlador de fluxo de forma a corrigir

estas pequenas diferenças e manter a altura constante durante todo o ensaio. Assim, um

acompanhamento direto da evolução da praia era realizado, minimizando os efeitos das

condições adversas na formação do depósito. Contudo, estas variações eram muito

pequenas e os ajustes eram as vezes desnecessários, pois na maioria dos casos a própria

evolução do processo de deposição corrigiam estas pequenas diferenças.

Em função da velocidade de descarga e do valor da concentração eram necessários

reabastecimentos dos reservatórios. O ensaio era paralisado por um pequeno intervalo de

tempo, necessário à preparação e homogeneização da mistura e o conseqüente

restabelecimento das condições iniciais. Após este procedimento o fluxo era novamente

liberado para a deposição no canal. A vazão e a concentração eram novamente avaliadas e

medidas subsequentes eram realizadas em intervalos de tempo prefixados, de modo a

observar as possíveis variações ocorridas. Pelo acompanhamento dos ensaios, observou-se

que mesmo durante este procedimento os parâmetros permaneciam praticamente

inalterados, devido aos cuidados que eram tomados durante o reabastecimento. Visando

obter dados mais realísticos do valor da concentração que gerava o depósito foram feitas

avaliações sistemáticas na saída do tubo de descarga, sendo este valor considerado como o

da concentração nominal do ensaio. A adoção deste procedimento revelou que estes

valores eram bem próximos das avaliações realizadas nos reservatórios mas, mesmo assim,

este tipo de avaliação foi realizada em todos os ensaios realizados. 124

Mantendo estes cuidados, avaliações sistemáticas da vazão e da concentração foram

realizadas durante todo o período de execução dos ensaios com objetivo de verificar

possíveis anormalidades nos sistemas de bombeamento e desempenho dos misturadores.

Verificou-se pequenas variações neste parâmetros, da ordem de 1 a 2% para os valores de

concentração e de 0,2 a 0,5% para os valores de vazão. Este fato poderia ser justificado

pelas altas concentrações de sólidos nas tubulações de 38 mm que descarregavam a lama

no controlador dificultando o fluxo e possivelmente devido às variação do nível de

material no reservatório secundário alterando o desempenho dos misturadores. As baixas

variações ocorridas nos valores medidos durante o ensaio possibilitaram a utilização da

média dos valores como parâmetros nominais correspondentes a cada ensaio.

Os drenos do final do canal também eram ajustados em função da evolução do aterro e da

vazão de descarga. Este valor era condicionado à manutenção da lagoa de decantação na

parte final do canal. Embora dimensionados para manter uma distância de cerca de 2,50 m

da extremidade final do canal até a praia, os drenos criaram uma lagoa com comprimento

um pouco maior devido à formação de depósitos com comprimento máximo de 2,6 m

restando cerca de 3,0 a 3,5 m para atingir a extremidade final do canal. Neste caso o

comprimento da lagoa foi maior que o esperado, porém submergindo somente 5,0 cm da

porção final do depósito, como era o objetivo inicial. Desta forma, a região com deposição

em baixo d’água manteve as proporções semelhantes ao depósito no campo, isto é,

somente uma pequena porção do aterro se manteve submersa. Assim, toda evolução do

depósito ocorreu acima do nível d’água. A Figura 5.7 mostra o esquema de deposição

ocorrido na extremidade final do depósito. É importante notar que com o evolução do

aterro esta região deslocava em direção ao final do canal, mas mantendo sempre a altura

submersa de cerca de 5,0 cm. A evolução desta região e seu deslocamento é evidenciada

pela existência de pequenas regiões onde podem ser visualizadas algumas diferenças na

granulometria e arranjo dos grãos em função da deposição subaquática. Estas

considerações serão mais detalhadas no Capítulo 8, quando os mecanismos de fluxo serão

analisados.

O processo de deposição era acompanhado verificando o comportamento do fluxo sobre a

praia e a movimentação dos sedimentos. As paredes de vidro do canal e a baixa

concentração de finos facilitaram estas observações. Outro fator importante que facilitou

este tipo de observação foi a presença de minerais de ferro de coloração escura podendo 125

perceber claramente o mecanismo de deposição e transporte que ocorria. Neste caso, o

acompanhamento direto dos ensaios foi fundamental na avaliação do processo de

deposição, auxiliando nas adoção de formulações apropriadas para a caracterização do

mecanismo de transporte.

��

≈ 3,5 m

Depósito 0,05 m0,

03 a

0,0

5 m

Dreno

Canal

Tela

NA

Figura 5.7 – Esquema de deposição da extremidade final do depósito.

Após o aterro atingir uma altura de aproximadamente 25 a 30 cm, o processo de deposição

era paralisado sendo realizadas as primeiras leituras referentes a configuração final do

talude. Estas medidas foram feitas com auxílio de um equipamento de medida dotado de

um sensor de umidade que sinalizava quando encontrava a camada superficial ainda úmida

do aterro (Figura 5.8). Este equipamento foi desenvolvido exclusivamente para avaliar o

perfil do aterro em diferentes pontos do canal, devido principalmente à dificuldade acesso

ao depósito na parte inferior do canal. É evidente que nas laterais do depósito as medidas

poderiam ser feitas através das paredes externas do canal, mas devido a espessura do vidro

utilizado, as leituras poderiam sofrer algumas distorções e, por isso, preferiu-se realizar

todas as avaliações no interior do canal, usando o equipamento desenvolvido. A partir das

medidas obtidas na praia foram feitos estudos sobre a configuração do talude e

determinada sua inclinação média.

Foram realizadas avaliações da densidade, padrão de segregação, teor de umidade,

distribuição granulométrica e massa específica das partículas sólidas ao longo do depósito.

Com isto, amostras deformadas e indeformadas foram coletadas em diferentes pontos ao

longo do depósito, espaçadas de 20 cm a partir do ponto de descarga. As amostras foram

obtidas na parte central do depósito utilizando uma plataforma que possibilitava o acesso

ao fundo do canal sem tocar na praia, evitando perturbar o depósito. Contudo, nos

126

primeiros ensaios a amostragem ocorreu sem auxílio da plataforma, dificultando um pouco

mais o processo. Percebendo estas dificuldades, um excessivo cuidado foi tomado durante

estes procedimentos de forma a não perturbar o depósito principalmente na fase de

determinação da densidade.

Figura 5.8 – Detalhe do equipamento desenvolvido para avaliação da do perfil do depósito.

Após a etapa de coleta de amostras o ensaio era finalizado e o material restante no canal

era removido, porém mantendo a configuração inicial da camada pré-depositada existente

no fundo do canal. Após este processo de remoção do material depositado, a camada de

base era nivelada para receber o material do novo ensaio. Embora fosse possível realizar

deposições sucessivas ao longo da profundidade do canal a partir do nivelamento do

depósito anterior, optou-se por remover todo o depósito e realizar as deposições sempre na

parte inferior do canal sobre a camada pré-depositada inicialmente. Este tipo de

procedimento visava facilitar o processo de remoção do material e evitar possíveis

alterações no novo depósito provocadas pela segregação existente e, possivelmente, não

corrigidas com o nivelamento da camada depositada anteriormente. Além disso o aumento

da altura inicial do depósito alteraria as características de drenagem da praia, dificultando

as comparações podendo alterar o valor da densidade do material.

127

Os detalhes e procedimentos dos ensaios de densidade, granulometria, massa específica

dos grãos e avaliação do perfil do ESDH estão apresentados no Capítulo 5, juntamente

com o programa experimental e a caracterização do material utilizado nas simulações. O

enfoque básico deste capítulo foi fornecer uma visão geral das características do ESDH

desenvolvido nesta pesquisa e detalhar as metodologias utilizadas durante a execução das

simulações.

128

CAPÍTULO 6

PROGRAMA EXPERIMENTAL

6.1. INTRODUÇÃO

A possibilidade de associar o processo de deposição de rejeitos à verificação das

potencialidades do equipamento de simulação hidráulica (ESDH) desenvolvido foi a base

do programa experimental proposto. Neste contexto, foi estabelecido um programa de

ensaios utilizando o rejeito de uma mina de minério de ferro objetivando verificar o

desempenho do ESDH na previsão das propriedades do depósito em função da simulação

do processo de deposição. A justificativa da utilização deste tipo de material, um rejeito de

minério de ferro, foi a aplicabilidade da tecnologia de aterros hidráulicos à construção de

barragens de rejeitos e a falta de controle geotécnico associado a este tipo de estrutura no

campo. A obtenção de dados mais realistas relacionados a este tipo de material, utilizado

como principal componente das barragens de rejeitos, torna-se imperiosa na melhoria da

qualidade e segurança destas estruturas. O fator condicionante desta escolha foi a

possibilidade de acompanhamento do processo construtivo, uma vez que existem muitas

barragens de rejeitos sendo construídas com a técnica de aterro hidráulico, principalmente

relacionada aos rejeitos de minério de ferro.

Pelas características construtivas e propostas de investigação, o ESDH permite a

simulação das diversas variáveis que influenciam no processo de deposição hidráulica.

Assim o programa experimental foi baseado na adoção de diferentes valores de

concentração e vazão de descarga. Estes valores foram adotados em função das

características físicas do equipamento, contudo avaliando qualitativamente como a

variação nestes parâmetros poderiam alterar as características do depósito formado.

Embora conhecendo as limitações de escala do ESDH, dificultando a extrapolação direta 129

dos resultados para realidade de campo, optou-se por usar o rejeito de Mina de Morro

Agudo, cujas características serão descritas no Item 6.2, pela facilidade de

acompanhamento do processo construtivo de um aterro hidráulico realizado com este

mesmo material no campo. Além disso, a disponibilidade de dados e o próprio controle

geotécnico que vem ocorrendo neste depósito favoreceram a comparação dos dados e

possibilitaram análises qualitativas do comportamento nos dois sistemas.

Neste contexto, como proposta geral, este capítulo apresenta uma um visão global das

características do rejeito oriundas do processo de caracterização ocorrido na própria

mineradora e complementados por estudos recentes desenvolvidos no Programa de Pós-

Graduação em Geotecnia da Universidade de Brasília e por outras investigações adicionais

realizadas nesta tese. Estas avaliações adicionais objetivaram a caracterização individual

dos componentes principais do rejeitos, o ferro o quartzo, devido a importância da análise

do tipo de sedimento em relação as características do processo de transporte hidráulico.

Para os ensaios no ESDH o programa experimental desenvolvido representa uma

combinação da variação dos principais parâmetros de descarga (vazão e concentração) que

interferem diretamente nas propriedades do aterro.

6.2. CARACTERIZAÇÃO DO REJEITO DA MINA DE MORRO AGUDO

Antes de iniciar o programa experimental desenvolvido seria importante fornecer uma

visão geral das características do material utilizado em todos os ensaios realizados. O

rejeito utilizado consiste basicamente de um solo tipicamente arenoso proveniente do

processo de beneficiamento do minério de ferro na Mina de Morro Agudo, pertencente à

SAMITRI (S.A. Mineração da Trindade), localizada no município de Rio Piracicaba, MG.

Algumas pesquisas já foram realizadas ou estão em andamento no Programa de Pós-

Graduação em Geotecnia da Universidade de Brasília, visando basicamente avaliar o

comportamento das barragens de rejeitos. Estas pesquisas objetivam gerar dados para

investigações e comparações através do acompanhamento do processo construtivo da Pilha

do Monjolo, a barragem de rejeitos da Mina de Morro Agudo, que encontra-se em

execução.

Formalizando estes estudos a Universidade de Brasília e a SAMITRI vêm mantendo uma 130

parceria de pesquisa através de um convênio firmado em 1994. Estes estudos tem

fornecido importantes dados a respeito do comportamento geotécnico dos rejeitos visando

melhorar e aperfeiçoar as técnicas construtivas das barragens de rejeitos. É importante

notar que este apoio possibilitou o desenvolvimento de uma linha de pesquisa relacionada

ao comportamento dos rejeitos de mineração. Baseado nesta cooperação foram enviadas

para o Laboratório de Geotecnia da Universidade de Brasília cerca de oito toneladas de

rejeitos oriundos da pilha de rejeito do Monjolo para ser utilizado nas simulações no

ESDH, complementado o processo de investigação que foi iniciado com avaliações de

campo (ESPÓSITO & ASSIS, 1997).

Dentro deste programa de cooperação, foram desenvolvidas recentemente pesquisas

relacionadas à avaliação da variabilidade dos parâmetros de resistência do rejeito em

função do processo de segregação hidráulica (LOPES, 2000), ao comportamento das poro-

pressões nas diversas regiões do depósito durante e após processo de deposição

(CAVALCANTE, 2000) e ao controle de qualidade da metodologia construtiva dos aterros

hidráulicos a partir de métodos estatísticos e probabilísticos baseados nos valores da

porosidade do depósito (ESPÓSITO, 2000).

Compondo um importante polo de produção de minério de ferro do quadrilátero ferrífero, a

Mina de Morro Agudo fica situada a 140 km de Belo Horizonte, no município de Rio

Piracicaba, MG. Esta mina está em operação desde 1963 e suas reservas estão estimadas

em mais de 10 milhões de toneladas de minério de ferro hematítico de alto teor e 120

milhões de toneladas de itabiritos. Juntamente com Morro Agudo a SAMITRI gerencia

outras três minas, Alegria, Córrego do Meio e Andrade, também localizadas na região do

quadrilátero ferrífero. A Figura 6.1 apresenta um esquema da localização da Mina de

Morro Agudo.

O sistema de beneficiamento do minério é realizado por espirais, um processo que

funciona por gravidade e que devido ao alto teor de ferro das jazidas de Morro Agudo não

é necessário a adição de produtos químicos. Neste caso somente a água pura atua no

processo. Embora contendo minerais pesados, este rejeito é quimicamente inerte. A

disposição do rejeito da Mina de Morro Agudo é feita através do lançamento hidráulico da

mistura oriunda da planta de beneficiamento diretamente na barragem. Atualmente, o

rejeito é lançado por bombeamento, embora a estação de bombeamento tenha sido 131

instalada recentemente. Até início do ano passado o rejeito era transportado até a barragem

por gravidade, mas com a evolução da barragem e elevação da cota da crista fez-se

necessária a instalação do sistema de bombeamento. Este procedimento representou um

importante fator no controle da vazão da descarga da lama proporcionando uma maior

eficiência no processo de deposição.

Figura 6.1 – Localização da Mina de Morro Agudo

A barragem de rejeito da mina de Morro Agudo está sendo construída com o próprio

rejeito lançado hidraulicamente através de canhões (spigots) localizados na crista da

barragem na direção de montante. Inicialmente foi construído um dique de partida com

enrocamento de pé (cota 800) seguido de alteamentos sucessivos realizados com o próprio

rejeito até a cota 900, cota final da crista da barragem. Os taludes de jusante são

retrabalhados mantendo uma inclinação de 1V:2H, com bermas de 8 m de largura e 10 m

de altura. Um dreno de fundo foi instalado na base da barragem, com uma extensão de

aproximadamente de 150 m seguido de um extravasor localizado na base do talude de

jusante. Toda água oriunda da drenagem de fundo é acumulada em um pequeno dique,

sendo bombeada e reaproveitada na própria planta de beneficiamento. A seção transversal

típica da barragem do Monjolo é apresentada na Figura 6.2.

O rejeito produzido na separação por espirais tem granulometria na faixa de areia fina a

média. A Figura 6.3 apresenta a curva granulométrica típica do rejeito de Morro Agudo. É

importante notar que esta curva representa o rejeito como um todo, isto é, na saída do tubo

de descarga. As curvas apresentadas na Figura 6.3 referem-se aos dois tipos de análise

132

granulométrica realizadas, com o granulômetro a laser e pelo método convencional de

peneiramento e sedimentação, mostrando uma excelente correspondência entre os dois

métodos. Os detalhes da metodologia usada na avaliação granulométrica serão

apresentados no Item 6.3.2 deste capítulo.

21

21

1.51

ENROCAMENTO

DRENOTRANSIÇÃOENROCAMENTODRENO

NA MÁXIMONA NORMAL876

868858

850839

826820

810

900890

880870

860850

840830

820 810800

785781.50

Figura 6.2 - Pilha de rejeito do Monjolo (modificado - GEOCONSULTORIA, 1996).

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10Diâmetro (mm)

% q

ue p

assa

Am. Total (Granulômetro)

Am Total (Gran. convencional)

Figura 6.3 – Curva granulométrica típica do rejeito de Morro Agudo.

Considerando a variabilidade que normalmente ocorre nas características básicas dos

rejeitos, estudos adicionais foram realizados considerando o material no campo e aquele

enviado para esta pesquisa, donde observou-se que mesmo coletado em períodos diferentes

a granulometria não apresentou variações significativas. Outras amostras foram obtidas

durante o período de desenvolvimento desta pesquisa e da mesma forma a granulometria

obtida foi bastante semelhante. Este fato tem revelado a uniformidade granulometria do

rejeito de Morro Agudo principalmente devido a manutenção do processo de separação por

espirais e o controle rigoroso do processo de produção do minério.

A massa específica dos grãos constituintes deste rejeito é da ordem de 3,127 g/cm3. O que

133

se observa é que o valor de ρs depende essencialmente da quantidade de ferro presente no

rejeito. No caso do rejeito de Morro Agudo, o teor de ferro é da ordem de 23%.

ESPÓSITO (2000) apresenta uma relação entre o valor de ρs e o teor de ferro, mostrando a

proporcionalidade e a relação direta entre estas grandezas. Esta relação será analisada mais

detalhadamente no Capítulo 8, considerando a variação de ρs devido ao processo de

segregação durante a deposição e a correspondente variação do teor de ferro ao longo da

praia do aterro hidráulico.

Observou-se, também, que de uma maneira geral o rejeito oriundo deste processo apresenta

pequenas variações no teor de ferro, da ordem de 5% em relação aos 23% encontrado. Esta

característica condiciona também pequenas variações no valor da massa específica das

grãos das amostras analisadas. A constância do teor de ferro do rejeito representa uma

vantagem adicional na manutenção das propriedades do aterro formado. A manutenção do

teor de ferro constante no rejeito diminui a variabilidade dos parâmetros iniciais que

influenciam no processo de formação da barragem. No entanto, são os minerais de ferro

presentes no rejeito que condicionam o processo de segregação durante a deposição. A

Tabela 6.1 apresenta as características básicas deste rejeito, envolvendo características

granulométricas, composição química e teor de ferro.

Tabela 6.1 – Características do rejeito de Mina de Morro Agudo.

D10 (mm) D50 (mm) D90 (mm) Cu Gs Fe (%) SiO2 (%) Al2O3 (%)

0,06 0,19 0,48 4 3,13 23 67 0,40

Considerando a porcentagem de ferro no rejeito e sua influência no processo de segregação

foram feitas análises individuais do dois minerais principais presentes no rejeito, o ferro e

o quartzo (Tabela 6.1). Este tipo de análise objetivou a verificação da distribuição

granulométrica correspondente a cada um deles.

A primeira etapa do trabalho constou da separação dos minerais pelo método de separação

magnética, usando o equipamento Franz. Durante o processo de separação, utilizou-se

amperagens progressivas para aumentar o campo magnético e consequentemente aumentar

cada vez mais a eficiência da separação. A adoção deste método de separação foi

justificada pela elevado grau de magnetismo das partículas de hematita em relação à

134

característica inerte do quartzo. Entretanto, durante o processo de separação, observou-se

que uma grande quantidade de partículas de coloração clara tendiam a se concentrar junto

com as partículas escuras (minerais de ferro). Isto é, estas partículas também estavam

sendo atraídas pelo campo magnético gerado no Franz. Este comportamento atípico destas

partículas de quartzo levou a proceder uma análise mais complexa deste tipo de grão.

Assim as amostras oriundas do processo de separação foram submetidas ao ensaio de

difratometria de raio X no Instituto de Geociências da Universidade de Brasília. Estas

análises objetivaram inicialmente avaliar a precisão do processo de separação, e

posteriormente avaliar as características dos minerais constituintes de cada fração. Desta

forma, foram analisados três tipos de partículas. As partículas de coloração escura, o ferro

típico (Amostra 1), as partículas de coloração clara, não magnéticas (Amostra 2) e as

partículas consideradas intermediárias, isto é o “quartzo” que apresentava um certo

magnetismo (Amostra 3). As Figuras 6.4, 6.5 e 6.6 apresentam os resultados obtidos a

partir dos ensaios de difratometria.

Analisando estas figuras observa-se que o processo de separação foi bastante eficiente. A

Amostra 1 representa certamente os minerais de ferro, embora possa ser visualizadas

alguns minerais de quartzo. A eficiência do método foi mais precisa para as partículas de

quartzo puro (Amostra 2). O fato mais interessante foi a análise da Amostra 3, neste caso

percebe-se uma grande concentração de partículas de quartzo e juntamente com elas uma

grande predominância de minerais de ferro. Com isto verifica-se que o magnetismo

presente nesta amostra estava associado à presença de minerais de ferro, entretanto não

ocorrendo de forma individual, mas provavelmente associados aos grãos de quartzo.

Na tentativa de comprovar estas suspeitas a Amostra 3 foi analisada, inicialmente, numa

lupa binocular e sendo então percebido a presença de pequenos pontos de hematita

aderidos à superfície das partículas de quartzo. Analisando os ensaios de microscopia

realizados por ESPÓSITO (2000), no mesmo rejeito, pode ser observada a presença de

pequenos pontos escuros (minerais de ferro) nas partículas de coloração clara que

representam o quartzo (Figura 6.7). Desta forma observa que o rejeito apresenta na

realidade três tipos básicos de partículas. Assim, considerando o processo de deposição, a

existência deste terceiro tipo de partícula poderá mudar significativamente o processo de

segregação que ocorre na praia, principalmente por este estar relacionado ao peso. 135

Quartzo - SiO2

Hematita -Fe3O3

Magnetita -Fe3O4

Figura 6.4 – Difratometria de Raio X realizada na Amostra 1.

Quartzo - SiO2

Gibsita - Al(OH)3

Hematita -Fe3O3

Magnetita -Fe3O4


Quartzo - SiO2

Hematita -Fe3O3

Magnetita -Fe3O4


136

0,18 mm

Figura 6.7 – Microscopia ótica realizada no rejeito da Pilha do Monjolo (ESPÓSITO,

2000)

Considerando então a existência de três tipos distintos de partículas, foram feitas as

análises granulométricas das amostras obtidas no processo de separação magnética (Figura

6.8). De uma forma geral as partículas de quartzo puro apresentam uma granulometria

levemente superior à do ferro. Contudo as amostras de quartzo associadas com ferro são

sensivelmente mais grossas. Este fato tende a revelar mais uma particularidade em relação

às partículas que compõem o rejeito, podendo possivelmente justificar algumas diferenças

de comportamento associadas ao processo de deposição hidráulica.

0

20

40

60

80

100

0,000 0,001 0,010 0,100 1,000 10,000diâmetro (mm)

% p

assa

Quartzo PuroQuartzo/FerroFerro

Figura 6.8 – Curva granulométrica típica dos diferentes tipos de partículas do rejeito de

Morro Agudo.

137

6.3. ENSAIOS REALIZADOS NO ESDH

O programa experimental consistiu de ensaios realizados com diferentes valores de

concentração associados a três diferentes valores de vazão de descarga. Assim os ensaios

eram preparados de acordo com a concentração adotada, seguindo a metodologia de

preparação apresentada no Capítulo 5, e em seguida depositados no ESDH para valores de

vazão de 5, 10 e 20 l/min. Assim, foram realizados nove ensaios considerando três níveis

de concentração variando entre 5 e 20%. A Tabela 6.2 sumariza os ensaios realizados, bem

como suas características iniciais.

Tabela 6.2 – Resumo dos ensaios

Ensaio Q (l/min) Q (m3/s) q (m2/s) c (%)

MA – 1 4,80 0,80 x 10-4 2,00 x 10-4 8,90

MA – 2 9,68 1,61 x 10-4 4,03 x 10-4 13,92

MA – 3 19,33 3,22 x 10-4 8,05 x 10-4 7,74

MA – 4 19,20 3,20 x 10-4 8,00 x 10-4 14,04

MA – 5 20,2 3,37 x 10-4 8,43 x 10-4 20,20

MA – 6 5,92 0,99 x 10-4 2,48 x 10-4 20,38

MA – 7 5,92 0,99 x 10-4 2,48 x 10-4 13,12

MA – 8 9,26 1,54 x 10-4 3,86 x 10-4 8,84

MA – 9 9,35 1,61 x 10-4 4,02 x 10-4 19,65

OBS: Q = vazão total; q = vazão específica; c = concentração

Após o processo de deposição foram realizados ensaios de determinação da densidade,

granulometria e massa específica dos grãos ao longo de todo o depósito no canal, em

pontos pré-fixados e espaçados de 20 cm a partir do ponto inicial de descarga, coincidente

com a extremidade final do controlador de fluxo. Estes ensaios objetivaram avaliar a

densidade do depósito ao longo do caminho de fluxo e o efeito da segregação que ocorria

na praia devido ao processo de deposição. Neste sentido, os pontos amostrados foram

selecionados de modo a obter um mapeamento das propriedades do depósito em função da

geometria do depósito em função do ponto de descarga.

Todos os ensaios de caracterização do rejeito realizados seguiram os procedimentos

preconizados pelas normas da ABNT relacionadas principalmente aos ensaios de

caracterização dos solos. Algumas exceções foram feitas com relação a utilização do

138

granulômetro a laser ao invés do ensaio de granulometria convencional e ao ensaio de

determinação da densidade do depósito, que neste caso optou-se por usar o método de

cravação do cilindro (HEAD, 1984).

6.3.1. Densidade

Os ensaios de densidade foram realizados utilizando um cilindro biselado de parede fina

(2 mm), projetado especialmente para realização deste tipo de ensaio no canal do ESDH.

As dimensões do cilindro, considerando uma boa proporcionalidade entre o diâmetro e

altura, foi de 47,5 mm de diâmetro interno e 55,0 mm de altura. Estas dimensões foram

adotadas visando uma maior facilidade de obtenção das amostras, minimizando as

perturbações provocadas pelo processo de cravação e as dificuldades relacionadas a

amostradores de maiores dimensões, inviáveis devido a própria limitação da escala do

ensaio. Normalmente, estes ensaios eram realizados 24 a 30 h após a finalização da fase de

deposição. A superfície do aterro era nivelada e o cilindro era cuidadosamente cravado,

evitando perturbar a amostra. Este tipo de procedimento é bastante sensível aos processo

de amolgamento. Assim, a cravação era feita juntamente com o desabaste da região

amostrada, tentando eliminar ao máximo o material existente no entorno da amostra.

Imediatamente após a coleta da amostra o cilindro era pesado e em seguida procedia-se a

determinação do teor de umidade da amostra em três pontos diferentes do cilindro, topo,

base e centro da amostra. Este material era então seco ao ar e em seguida utilizado nas

análises granulométricas. Os valores referentes a massa específica total, massa específica

seca e teor de umidade obtidos em diferentes pontos do depósito para cada ensaio de

simulação realizados estão apresentados na Tabela 6.3.

6.3.2. Segregação hidráulica

O processo de segregação hidráulica que ocorria na praia devido ao processo de deposição

foi avaliado a partir da determinação da distribuição granulométrica do rejeito ao longo do

perfil do depósito. Assim, foram realizados ensaios de granulometria nas amostras

coletadas no ESDH utilizando o granulômetro a laser existente no Laboratório de

Geotecnia da Universidade de Brasília. O processo consiste na passagem de uma pequena

porção de solo em uma câmara onde o material é diluído em água destilada a então

submetido a um feixe de raios laser que analisa através da obscuração da lente o diâmetro 139

das partículas presentes no solo. Este equipamento utiliza um programa de saída de dados

que permite a visualização das curvas granulométricas obtidas nas diversas análises

iterativas realizadas. Ao fim deste processo iterativo uma curva média é obtida e

considerada como a curva representativa do solo.

Tabela 6.3 – Ensaios de densidade

MA-1 MA-2 MA-3 Dist. (m)

ρt (g/cm3) ω (%) ρd (g/cm3) ρt (g/cm3) ω (%) ρd (g/cm3) ρt (g/cm3) ω (%) ρd (g/cm3)

0,0 2,70 18,09 2,29 2,95 21,64 2,43 2,91 17,42 2,48

0,2 2,16 24,23 1,74 2,18 25,52 1,74 2,78 18,20 2,35

0,4 2,12 26,02 1,68 2,18 29,09 1,69 2,30 22,82 1,87

0,6 2,05 29,40 1,58 2,09 30,20 1,61 2,11 24,90 1,69

0,8 2,05 28,68 1,59 2,06 30,93 1,57 2,05 25,80 1,63

1,0 1,98 30,85 1,51 2,09 33,37 1,57 2,03 25,72 1,61

1,2 1,97 32,80 1,48 1,99 29,96 1,53 1,99 25,25 1,59

1,4 - - - 2,06 30,70 1,58 1,96 26,6 1,55

1,6 - - - 2,06 32,78 1,55 1,96 29,63 1,51

1,8 - - - - - - 2,01 28,64 1,56

2,0 - - - - - - 1,99 29,60 1,54



0,0 3,07 11,50 2,75 2,88 17,78 2,45 2,84 18,49 2,40

0,2 2,44 17,70 2,07 2,35 23,50 1,90 2,31 22,17 1,89

0,4 2,07 21,09 1,71 2,38 23,86 1,92 2,02 27,34 1,59

0,6 2,06 19,81 1,72 2,22 24,78 1,78 1,98 27,50 1,55

0,8 2,09 21,53 1,72 2,31 26,26 1,83 2,00 26,57 1,58

1,0 2,06 23,69 1,67 2,24 26,65 1,77 2,02 26,10 1,60

1,2 2,05 21,04 1,69 2,15 27,10 1,69 1,88 24,33 1,51

1,4 2,07 22,90 1,68 2,10 26,32 1,66 - - -

1,6 2,07 23,35 1,68 2,13 27,12 1,68 - - -

1,8 2,06 25,17 1,65 2,00 27,40 1,57 - - -



0,0 2,85 18,72 2,40 3,29 15,68 2,84 2.9 17.12 2.48

0,2 2,34 26,32 1,86 2,46 23,10 1,99 2.46 19.6 2.05

0,4 2,32 26,34 1,84 2,30 21,71 1,89 2.17 24.01 1.75

0,6 2,24 27,60 1,75 2,19 25,80 1,74 2.14 26.37 1.7

0,8 2,12 24,99 1,70 2,15 28,02 1,68 2.10 27.91 1.64

1,0 2,03 27,16 1,60 2,19 25,23 1,75 2.11 27.05 1.66

1,2 2,05 26,02 1,63 2,11 28,14 1,65 2.02 29.21 1.56

1,4 - - - 1,98 30,57 1,52 2.04 30.22 1.57

140

Embora ainda existam algumas restrições com relação ao uso deste equipamento na

previsão da granulometria de alguns solos, principalmente solos silto-argilosos, no caso

desta pesquisa nenhum tipo de problema foi detectado, devido principalmente ao caráter

arenoso do rejeito estudado. Análises comparativas foram efetuadas considerando o ensaio

de granolumetria convencional NBR 7181/84 (ABNT, 1984) e o realizado no granulômetro

a laser, onde observou-se que para ambos os procedimentos a curva granulométrica obtida

foi idêntica (Figura 6.3), reforçando a consideração de que para solos arenosos a análise

realizada no granulômetro a laser não apresenta nenhum tipo de problema. Com base neste

resultados adotou-se o granulômetro como equipamento padrão para realização de todos os

ensaios subsequentes de avaliação granulométrica.

O processo de preparação das amostras utilizadas no granulômetro foi bastante simples

devido às características granulométricas do material, sem a necessidade de realizar um

peneiramento prévio das partículas mais grossas. No caso do rejeito de Morro Agudo todo

o material foi analisado no granulômetro, otimizando a campanha de ensaios de

granulometria. As amostras obtidas a partir dos cilindros de determinação da densidade

eram secas ao ar e introduzidas no sistema de mistura acoplado ao granulômetro e após a

homogeneização e avaliação da obscuração em torno de 30% (MANSO, 1999) eram

procedidas as análises. Alguns cuidados foram necessários com relação a limpeza das

tubulações que conduziam o material para a câmara de laser. Devido às características do

rejeito era necessário recircular diversas vezes água destilada para remover o excesso de

material e evitar erros nos ensaios seguintes por contaminação de partículas que se

mantinham nas lentes de vidro da câmara. Maiores detalhes a respeito dos procedimentos,

metodologias e cuidados relativos à análise granulométrica utilizando o granulômetro

podem ser encontrados em MANSO (1999).

Algumas amostras adicionais foram coletadas no próprio depósito no ESDH para

complementar a avaliação global do processo de segregação. Estas amostras coincidiram

com os 40 cm finais do depósito, onde devido a reduzida altura do depósito não foi

possível realizar a cravação do cilindro para determinação da densidade. A Tabela 6.4

apresenta os parâmetros obtidos a partir das curvas granulométricas correspondentes a cada

simulação realizada referentes às amostras obtidas ao longo do caminho de deposição. As

curvas granulométricas correspondentes a cada ensaio realizado no ESDH estão

apresentadas no Apêndice A. 141

Tabela 6.4 – Granulometria


D10 (mm)

D50 (mm)

D90 (mm)

Cu D10 (mm)

D50 (mm)

D90 (mm)

Cu D10 (mm)

D50 (mm)

D90 (mm)

Cu

0,0 0,04 0,11 0,27 3,4 0,05 0,12 0,27 3,0 0,04 0,11 0,30 3,0

0,2 0,06 0,17 0,58 4,7 0,07 0,16 0,31 2,6 0,04 0,11 0,25 3,0

0,4 - - - - 0,12 0,26 0,44 2,3 0,06 0,17 0,38 3,2

0,6 0,07 0,20 0,45 3,3 0,12 0,27 0,51 2,6 0,06 0,21 0,47 4,3

0,8 0,09 0,23 0,46 3,2 0,11 0,28 0,54 3,0 0,06 0,26 0,58 4,8

1,0 0,09 0,24 0,47 3,1 0,11 0,29 0,56 3,0 0,06 0,20 0,45 3,9

1,2 0,09 0,23 0,47 3,1 0,17 0,38 0,63 2,4 0,06 0,19 0,43 3,7

1,4 0,06 0,22 0,56 5,0 0,13 0,28 0,57 2,5 0,08 0,27 0,57 3,6

1,6 0,05 0,18 0,47 5,1 0,11 0,24 0,61 3,5 0,09 0,28 0,55 3,2

1,8 0,02 0,11 0,32 6,5 0,09 0,28 0,58 3,6 0,07 0,27 0,55 4,0

2,0 - - - - 0,08 0,21 0,47 3,3 0,07 0,23 0,51 3,8

2,2 - - - - 0,03 0,20 0,50 8,6 0,06 0,20 0,49 3,7

2,4 - - - - - - - - 0,02 0,10 0,41 6,5


D10 (mm)

D50 (mm)

D90 (mm)

Cu D10 (mm)

D50 (mm)

D90 (mm)

Cu D10 (mm)

D50 (mm)

D90 (mm)

Cu

0,0 0,03 0,10 0,22 3,2 0,06 0,18 0,48 3,5 0,07 0,22 0,48 3,9

0,2 0,04 0,11 0,22 3,2 0,06 0,19 0,48 3,4 0,07 0,22 0,42 3,9

0,4 0,05 0,19 0,38 4,7 0,07 0,21 0,50 3,5 0,17 0,37 0,63 2,4

0,6 0,06 0,26 0,52 4,7 0,11 0,30 0,60 3,4 0,14 0,32 0,59 2,7

0,8 0,05 0,19 0,40 4,7 0,09 0,24 0,56 3,4 0,15 0,32 0,61 2,5

1,0 0,05 0,21 0,41 5,2 0,09 0,24 0,55 3,3 0,15 0,33 0,61 2,6

1,2 0,06 0,21 0,42 3,8 0,08 0,38 0,70 5,8 0,13 0,37 0,63 3,2

1,4 0,05 0,29 0,61 8,0 0,10 0,24 0,59 3,2 0,08 0,27 0,60 3,9

1,6 0,05 0,22 0,49 5,4 0,08 0,23 0,43 3,6 0,10 0,30 0,60 3,5

1,8 0,04 0,22 0,51 6,5 0,09 0,31 0,65 4,3 0,10 0,37 0,63 4,0

2,0 0,04 0,17 0,42 4,7 0,09 0,23 0,55 3,3 0,02 0,06 0,21 5,3

2,2 0,04 0,27 0,56 8,3 0,07 0,31 0,60 5,4 - - - -

2.4 0,01 0,06 0,21 8,9 0,02 0,27 0,41 9,8 - - - -

2.5 - - - - 0,01 0,06 0,17 5,0 - - - -


D10 (mm)

D50 (mm)

D90 (mm)

Cu D10 (mm)

D50 (mm)

D90 (mm)

Cu D10 (mm)

D50 (mm)

D90 (mm)

Cu

0,0 0,12 0,30 0,56 2,7 0,04 0,16 0,31 4,4 0,04 0,11 0,28 3,5

0,2 0,12 0,37 0,69 3,6 0,06 0,20 0,44 3,8 0,07 0,18 0,41 3,0

0,4 0,17 0,37 0,69 2,5 0,06 0,21 0,48 4,3 0,07 0,20 0,40 3,2

0,6 0,17 0,35 0,69 2,6 0,10 0,28 0,58 3,1 0,14 0,30 0,60 2,4

0,8 0,15 0,33 0,60 2,5 0,13 0,30 0,60 2,8 0,15 0,36 0,65 2,7

1,0 0,18 0,40 0,60 2,4 0,16 0,38 0,64 2,5 0,13 0,32 0,63 2,9

1,2 0,12 0,38 0,61 3,6 0,14 0,32 0,59 2,7 0,08 0,35 0,61 5,1

1,4 0,47 0,30 0,56 0,7 0,15 0,33 0,61 2,5 0,11 0,30 0,61 3,5

1,6 0,01 0,07 0,22 9,7 0,12 0,28 0,58 2,8 0,09 0,27 0,54 3,6

1,8 - - - - 0,05 0,30 0,60 7,8 0,08 0,23 0,48 3,6

2,0 - - - - 0,02 0,06 0,18 5,0 0,02 0,09 0,26 6,7

142

6.3.3. Massa específica dos grãos

Considerando a presença de minerais de ferro no rejeito da Mina de Morro Agudo, fez-se

necessária a determinação da variação da massa especifica das partículas ao longo do

depósito. A adoção deste tipo de análise e o tratamento especial dado a este parâmetro

deveu-se principalmente às grandes variações no valor da massa específica dos grãos

durante o processo de segregação hidráulica. No caso do rejeito de minério de ferro a

existência de dois tipos de partículas relacionado aos dois minerais predominantes no

rejeito, o quartzo e o ferro, confere a este solo um caráter particular de segregação, em que

o peso é preponderante em relação ao diâmetro do sedimento.

Analisados separadamente, a massa específica dos grãos correspondente ao quartzo puro é

da ordem de 2,65 g/cm3, valor comumente encontrado para a maioria dos solos estudados

cuja composição mineralógica é bastante semelhante. Em contrapartida, a hematita,

mineral de ferro típico do rejeito de Morro Agudo, tem um valor excessivamente mais alto

da ordem de 5,5 g/cm3. Estas partículas quando submetidas a um processo de transporte

hidráulico apresentam comportamentos totalmente distintos. Este tipo de consideração se

torna ainda mais complexo ao se considerar a existência do terceiro tipo de partícula

presente no rejeito, conforme discutido no Item 6.2.

Considerando então o processo de deposição hidráulica em que a o processo de segregação

ocorre pelo mecanismo de transporte hidráulico, verifica-se que as características destas

partículas em relação ao seu peso tem uma importância fundamental neste processo de

seleção. Desta forma a densidade das partículas sólidas apresentará variações em função da

capacidade de transporte do fluxo sobre o depósito e da porcentagem de ferro presente no

rejeito. Pelo processo de segregação as partículas de ferro poderão se concentrar em áreas

específicas do depósito e além da variabilidade granulométrica a variação da porcentagem

de ferro ao longo do depósito condicionará o valor da massa específica dos grãos. Assim,

uma proposta de avaliação do processo de segregação relacionado ao peso da partícula

estaria na determinação da massa específica das partículas sólidas ao longo do depósito em

relação ao ponto de descarga.

Neste contexto, usando a mesma metodologia anterior, foram realizados ensaios de

determinação da massa específica dos grãos em pontos também espaçados a cada 20 cm ao 143

longo do depósito a partir do ponto de descarga. A amostras obtidas foram coletadas na

parte central do depósito em locais próximos aos pontos onde foram cravados os cilindros

para determinação da densidade. Este tipo de cuidado foi tomado de modo a obter amostras

com as mesmas características e facilitar as comparações e análises dos resultados. A

tabela 6.5 apresenta os valores da massa específica dos grãos obtidas nos diversos pontos

do depósito nas diferentes simulações realizadas.

Tabela 6.5 – Ensaios de determinação da massa específica dos grãos

MA-1 MA-2 MA-3 MA-4 MA-5 MA-6 MA-7 MA-8 MA-9 Dist. (m)

ρs (g/cm3) ρs (g/cm3) ρs (g/cm3) ρs (g/cm3) ρs (g/cm3) ρs (g/cm3) ρs (g/cm3) ρs (g/cm3) ρs (g/cm3)

0,0 3,64 3,86 4,16 4,12 3,72 3,73 4.01 4,41 3,71

0,2 2,96 2,95 4,03 3,65 3,77 3,53 3,68 3,46 3,42

0,4 3,22 3,095 3,58 3,01 3,18 3,02 3,17 3,16 3,10

0,6 2,81 2,98 3,10 3,05 2,99 2,94 3,08 3,09 2,97

0,8 2,77 3,03 3,30 3,03 2,97 3,02 3,04 3,04 3,02

1,0 2,76 2,963 3,19 3,01 2,98 3,02 3,05 3,05 2,995

1,2 2,82 2,93 3,01 2,97 2,99 2,96 3,01 3,00 2,97

1,4 2,85 2,85 2,89 2,84 2,90 2,96 3,06 2,94 2,94

1,6 2,89 2,78 2,84 2,82 2,84 2,85 3,02 2,95 2,84

1,8 3,07 - 2,83 2,79 2,84 2,90 - 2,87 2,88

2,0 - 2,95 2,80 2,76 2,77 - - - 2,79

2,2 - 3,20 2,81 2,83 2,86 - - - -

2,4 3,19 - 3,09. - 2,89 - - - -

6.3.4. Geometria

144

A geometria do depósito foi determinada a partir da medição direta da altura do talude ao

longo do canal. Neste tipo de avaliação foi utilizado um equipamento desenvolvido

especificamente para realizar estas medidas no inerior do canal, conforme apresentado no

Capítulo 5. A adoção deste dispositivo foi fundamental na avaliação das diferenças

ocorridas no talude da praia devido aos processo de erosão, formação de canais, meandros

e barreiras, alterando localmente a inclinação do talude. Todas estas anormalidades

geométricas geradas durante a deposição foram mapeadas e analisadas localmente na

avaliação da geometria. Contudo, a avaliação do perfil foi feita desconsiderando estas

feições. Em alguns casos optou-se por adotar as leituras referentes à parte central do canal

visando obter uma configuração global do depósito. Em outros casos, quando toda a praia

apresentava anormalidades era realizada uma comparação de todas as leituras e, após uma

avaliação global da inclinação, estabelecia-se uma média ponderada das leituras e

determinava-se a inclinação média do depósito.

A metodologia de avaliação da geometria do perfil foi feita através de medidas da altura da

praia em diferentes pontos na superfície do depósito, situados a cada 10 cm a partir do

ponto de descarga. Para cada leitura foi adotado um plano de referência, no caso a cota do

topo da viga superior de sustentação do canal. O equipamento de leitura era fixado nesta

viga e posicionado de acordo com a região do canal onde deveria ser feita a leitura. A

estrutura de fixação deste equipamento permitia um deslocamento lateral ao longo da seção

transversal do canal, possibilitando a realização das leituras nas partes esquerda e direita do

depósito sem alterar a posição inicial em relação ao ponto de descarga. As leituras

seguintes eram realizadas deslocando a estrutura de fixação do equipamento em direção ao

final do depósito, cobrindo toda a sua extensão longitudinal. Quando o dispositivo

sinalizador tocava a superfície do aterro, a trena era travada sendo obtida a leitura

correspondente a ponto considerado. A Tabela 6.6 apresenta os dados referentes a

inclinação global média (inclinação da reta de interpolação dos pontos ao longo do

depósito no ESDH) obtida para os vários ensaios de simulação realizados, as curvas

mostrando a evolução do aterro para cada uma destas simulações estão aparentadas no

Apêndice A.

Tabela 6.6 - Geometria do depósito no ESDH

Ensaio Altura da crista (m)

Comprimento (m)

Im (%)

MA-1 0,147 1,86 7,68

MA-2 0,165 2,28 7,56

MA-3 0,140 2,39 5,39

MA-4 0,150 2,38 6,81

MA-5 0,181 2,57 7,47

MA-6 0,169 2,10 9,21

MA-7 0,142 1,99 8,22

MA-8 0,152 1,89 6,76

MA-9 0,166 2,01 8,68

OBS: Im = Inclinação global média

145

CAPÍTULO 7

MODELO MATEMÁTICO

7.1. INTRODUÇÃO

O processo de transporte de sedimentos que ocorre nos aterros hidráulicos apresenta uma

característica muito particular quando comparado aos fenômenos convencionais de

transporte de partículas. No caso dos aterros hidráulicos, a quantidade de sedimentos

envolvida é muito maior devido às altas concentrações com que o material é lançado. Além

disso, as próprias características de lançamento diretamente sob a superfície do aterro

condicionam baixas profundidades de fluxo e altas velocidades. Neste caso, o mecanismo

de arraste predominante pode ser considerado como um transporte de carga de fundo, em

que as partículas tendem a se mover por saltação, rolagem, deslizamento ou colisão.

De uma maneira geral é bastante complexo, do ponto de vista da hidráulica dos

sedimentos, estabelecer uma equação matemática que possa descrever com precisão o

comportamento dos sedimentos. Alguns estudos têm sido realizados no sentido de

enquadrar as características das deposições que ocorrem nos aterros hidráulicos dentro de

simulações numéricas e equações já definidas pela teoria de transporte de sedimentos.

Entretanto, não existe até agora nenhuma equação formal que possa descrever todo o

processo de transporte e deposição que ocorre na formação dos aterros hidráulicos.

Algumas equações têm sido propostas baseadas nas análise de estudos de campo ou

simulações em laboratório aplicados a problemas específicos de engenharia em que a

técnica de aterro hidráulico é aplicada. Alguns destes estudos foram apresentados no

Capítulo 3 e referem-se a determinação da geometria do depósito (BLIGHT et al. (1985);

FAN & MASLIYAH, 1990; BLIGHT, 1994; MORRIS & WILLIAMS, 1996) e a variação

da concentração ao longo da profundidade de fluxo (DE GROOT et al., 1988;

146

WINTERWERP et al., 1990 e 1992). Entretanto, pouco se tem feito no sentido de

quantificar o processo de seleção que ocorre na praia do aterro hidráulico.

Observa-se que devido às características de transporte, a variabilidade dos parâmetros

envolvidos, as formulações matemáticas capazes de descrever o fenômeno são complexas e

as soluções normalmente se tornam complicadas devido à dificuldade de estabelecer os

contornos e as condições reais dos fenômenos envolvidos. Além disso, a própria

característica dos sedimentos e o processo de segregação que ocorre durante a deposição

não parecem ser uma tarefa fácil de descrever usando as formulações básicas de transporte

de sedimentos. Mesmo reconhecendo todas estas dificuldades, é apresentada uma primeira

tentativa de avaliar o processo de segregação hidráulica que ocorre nos aterros hidráulicos,

de modo particular aplicado ao processo de formação das barragens de rejeito.

Alguns estudos tem sido desenvolvidos considerando a não uniformidade dos sedimentos e

a sua relação com o processo de segregação. Entretanto, no caso de rejeitos de mineração,

além da não uniformidade existente em relação ao tamanho dos sedimentos, existe uma

não uniformidade em relação ao peso da partícula devido a presença de minerais pesados.

Desta forma, embora envolvidas em algumas aproximações e teorias de transporte de

sedimentos, as diferenças nas características das partículas representaram um desafio

adicional no estabelecimento deste modelo. A caracterização e o estabelecimento do

modelo de segregação associado a sedimentos de diferentes densidades tem se mostrado

bastante difícil.

A idéia do estabelecimento do modelo originou-se durante a avaliação dos mecanismos de

transporte que ocorriam no ESDH e da possibilidade de verificar as potencialidades do

ESDH na caracterização do fenômeno para a realidade de campo. Isto é, a partir do

estabelecimento das formulações via ESDH poder-se-ia gerar dados para o controle dos

depósitos no campo. Contudo, deve ser ressaltado que a variabilidade dos parâmetros

hidráulicos e a característica do processo de deposição no campo ainda representam uma

barreira na caracterização e avaliação do comportamento dos aterros hidráulicos.

7.2. CARACTERÍSTICAS DOS MODELOS MATEMÁTICOS

Considerando o efeito do transporte de partículas baseado no processo de arraste 147

hidráulico, diferentes tipos de proposições podem ser feitas relacionadas a este tipo de

fenômeno. Uma primeira aproximação poderia ser feita baseada na análise do mesmo tipo

de fenômeno de transporte que ocorre devido ao arraste hidráulico dos sedimentos

constituintes de um leito de rio. Algumas diferenças podem ocorrer principalmente na

análise da quantidade de sedimentos e da forma de descarga. No entanto, os princípios

básicos relativos ao transporte de sedimentos podem ser considerados bastante

semelhantes, principalmente numa análise do processo de intercâmbio entre a camada de

fundo e os sedimentos que atuam no processo de transporte. Similarmente, este mesmo

tipo de intercâmbio de camadas irá ocorrer no processo de formação dos aterros

hidráulicos, porém a descarga de sedimentos é certamente maior.

De uma forma geral é possível fazer uma analogia entre os dois processos e estabelecer

uma correlação entre as formulações normalmente propostas para dinâmica de rios e o

fenômeno de transporte e deposição dos aterros hidráulicos. Estas correlações encontram

suporte na avaliação do processo de deposição e erosão que ocorrem nos leitos de rios

devido ao fluxo ou mesmo a carga de sedimentos que os rios transportam. As alterações

morfológicas que ocorrem na camada de intercâmbio provocada pelas variações devido aos

processos de transporte e deposição nos leitos dos rios é semelhante às alterações que

ocorrem na praia do aterro hidráulico, quando o fluxo de lama atinge a camada pré-

depositada do aterro.

Vários tipos de modelos matemáticos tem sido desenvolvidos objetivando avaliar a

capacidade de transporte de rios provocados pela alterações nos seus cursos ou por

descargas sólidas. Outros estudos analisam as alterações morfológicas provocadas pelo

transporte e mudanças na graduação dos sedimentos devido a abrasão (MURILO-

MUÑOZ, 1998). Estes estudos foram realizados utilizando o modelo Acronym5 (CUI &

PARKER, 1998) e objetivam avaliar o processo de segregação que ocorre devido ao

processo de abrasão baseado no diâmetro inicial da partícula. Embora caracterizando o

processo de abrasão devido ao transporte e devido às variações no tamanho da partícula,

este modelo não considera as mudanças na densidade das partículas.

Analisando outros tipos de modelos aplicados ao transporte de sedimentos em rios pode-se

considerar as modelagens matemáticas propostas por RIBBERINK (1987) relacionadas à

previsão das alterações morfológicas nos rios com sedimentos não uniformes. Considera-se 148

que o transporte seletivo pode levar a grandes alterações morfológicas devido ao processo

de segregação longitudinal e ainda que o processo de erosão pode descobrir e expor

camadas de sedimentos ao processo de fluxo, alterando toda característica inicial do leito

do rio. O modelo desenvolvido por RIBBERINK (1987) objetiva prever as alterações

morfológicas que ocorrem nas escalas de tempo e espaço provocadas pelas alterações

impostas pela própria natureza do rio ou pela interferência humana, como a construção de

barragens e variações nas características físicas do rio. Seguindo a mesma linha de

pesquisa, ARMANINI (1996) apresenta um modelo baseado no conceito de camada ativa,

considerando que a taxa de transporte de uma mistura de sedimentos não uniformes pode

ser calculada assumindo que a taxa de transporte de cada classe de sedimento é igual a taxa

de transporte do material considerado como uniforme, porém multiplicada pela

porcentagem de cada classe presente na camada.

Um outro tipo de consideração poderia ser feita a partir da análise do processo de formação

de leques aluviais. Esta consideração dentro de uma análise mais realista de alguns

parâmetros de formação das barragens de rejeitos parece ter uma aplicabilidade mais

direta, principalmente considerando o processo de formação que ocorre no campo.

Entretanto, as formulações propostas apresentam um grau de complexidade bastante alto e

a possibilidade de adaptações ao fenômeno que ocorre no campo implicariam em análises

bem mais complexas.

Um dos principais trabalhos relacionados à modelagem matemática do processo de

formação de leques aluviais foi descrito por PARKER (2000), que apresenta uma visão

geral da evolução da modelagem dos leques aluviais mostrando as principais

características dos modelos propostos aliados à caracterização do comportamento dos

leques aluviais no campo e no laboratório. A teoria moderna de formação dos leques

aluviais deriva dos modelos de bacias de deposição desenvolvidos por PAOLA (1988 e

1989). Neste caso o transporte de sedimentos é descrito usando uma relação de difusão, em

que a taxa de transporte é proporcional à inclinação do talude da camada da bacia.

PAOLA (1988) mostra que a relação de difusão para o transporte de sedimentos pode ser

derivada das equações básicas de fluxo e transporte de sedimentos em rios e canais. A

formulação pode ser adaptada para canais em forma de meandros, canais entrelaçados e

fluxo laminares (PAOLA et al., 1999). 149

Dentro de uma análise relacionada a quantidade de sedimentos, algumas comparações

relativas ao fenômeno de avalanches (debris flow) podem ser feitas. Entretanto, as

velocidades de fluxo e as inclinações dos taludes são bem maiores que as relativas ao

fenômeno de formação dos aterros hidráulicos. Além disso, no caso das avalanches o

fenômeno de transporte tem uma característica predominantemente erosiva. SLLOFF

(1993) apresenta estudos relacionados à modelagem das alterações morfológicas em rios

de taludes vulcânicos, que levam a um modelo unidimensional simulando um fluxo super-

crítico e não permanente, considerando valores de concentrações em volume menores que

10%. O modelo é baseado na consideração que o transporte por arraste de fundo é função

da velocidade fluxo e das características dos sedimentos. A formulação é baseada na lei da

continuidade e da quantidade de água, entretanto, considerando três camadas distintas

dentro do sistema de transporte: uma camada de base, uma camada de transporte de fundo

e uma camada de transporte de material em suspensão. O modelo é estabelecido pela

combinação das equações da continuidade para uma profundidade média para estas três

camadas. A Figura 7.1 mostra o esquema das camadas adotado por SLLOFF (1993). Neste

esquema são apresentadas as característica do sistema de transporte e a alteração nas

camadas devido ao processo de erosão e/ou deposição (variação de zb). Uma característica

importante do modelo proposto por SLLOFF (1993) é a consideração conjunta do

transporte do material suspenso e a variação da concentração ao longo da profundidade de

fluxo (Cs).

z

x

u(z)u

a

Cs

Sb

ζ

zo

zb

Figura 7.1 – Esquema das camadas (modificado – SLLOFF, 1993)

7.3. CARACTERIZAÇÃO DO ESTUDO DO PROCESSO DE FORMAÇÃO DOS

ATERROS HIDRÁULICOS

Devido a complexidade do processo de formação dos aterros hidráulicos que ocorre no 150

campo foi feita uma primeira tentativa de avaliar o processo de deposição que ocorria

durante as simulações no ESDH. Esta consideração foi viabilizada pela possibilidade de

controle das variáveis envolvidas e as próprias características dos ensaios. Entretanto, a

utilização do próprio rejeito nas simulações em laboratório aumentaram as dificuldades nos

estabelecimento do modelo matemático. Mas este tipo de consideração foi importante pois

a variação nas características das partículas do rejeito é o fator condicionante das seleção

hidráulica que ocorre durante a formação dos depósitos, sendo fundamental o

estabelecimento de modelos que possam avaliar esta característica.

Como já foi descrito, a modelagem matemática representa um dado adicional neste

trabalho e objetiva iniciar o estudo relacionado à previsão analítica do comportamento dos

aterros hidráulicos. Este tipo de estudo foi realizado durante o período de realização de

parte desta tese no International Institute for Infrastructural, Hydraulic and Environment

(IHE), em Delft, Holanda. O objetivo final deste estudo estaria centrado na análise do

fenômeno no campo baseado no controle estabelecido em laboratório e na extrapolação das

considerações e formulações desenvolvidas baseadas nas simulações no ESDH. A

complementação desta análise numérica já encontra-se em desenvolvimento na própria

Universidade de Brasília dentro desta mesma linha de pesquisa de análise e

comportamento de rejeitos de mineração.

Analisando o processo de deposição que ocorre no ESDH observa-se que, após a descarga

no canal, as partículas tendem a se depositar ou serem transportadas em direção a porção

final do canal em função das suas características físicas e dos parâmetros iniciais de

descarga. Observa-se que as partículas mais leves tendem a ser transportadas juntamente

com fluido e a as partículas mais pesadas tendem a cair em regiões próximas ao ponto de

descarga. Neste contexto podem ser distinguidos dois tipos básicos de mecanismo de

transporte, um relacionado às partículas menores e/ou mais leves transportadas juntamente

com o fluido em suspensão e um segundo tipo de transporte relacionado ao movimento das

partículas próximas à camada de fundo, constituindo o mecanismo de arraste de fundo.

Inicialmente o material é lançado, e em função da velocidade de descarga e da velocidade

de queda das partículas, os sedimentos irão depositar em regiões próximas ao ponto de

descarga. O aterro começa a evoluir e um complexo processo de transporte das partículas

já depositadas começa a ocorrer. Nesta fase, a inclinação do talude do aterro ainda sofre 151

algumas variações até atingir uma situação de equilíbrio, em que o processo de deposição e

erosão começam a se contrabalançar. O talude sofre alterações devido ao processo de

deposição mas ao mesmo tempo o fluxo de sedimentos provoca alterações na configuração

do talude de modo que a inclinação é compensada desde a crista até a porção final do

depósito. A Figura 7.2 representa um esquema simplificado do processo de deposição já na

fase de equilíbrio, onde o acréscimo de altura na camada devido a deposição inicial

sedimentos é alterada pela energia do fluxo. É importante ressaltar que a fase inicial de

alteração da inclinação é muito rápida e logo que o aterro atinge os primeiros centímetros a

condição de equilíbrio é atingida. Por isto as considerações de fluxo e análise geral do

processo de deposição foram realizadas baseadas nesta condição de equilíbrio já que a

maior parte do processo de deposição ocorre sob estas condições.

Figura 7.2 – Esquema simplificado do processo de deposição (fase de equilíbrio).

Embora conhecendo que o mecanismo de transporte predominante na formação dos aterros

hidráulicos é o transporte da carga de fundo, foi feita uma análise preliminar do

comportamento das partículas em relação a sua velocidade de queda para, em seguida,

analisar o mecanismo de transporte predominante. O objetivo desta análise foi verificar o

comportamento da partícula em relação a velocidade de descarga e observar qual seria a

influência da posição inicial da partícula na camada em relação ao processo de segregação.

Baseado nestas considerações são descritos a seguir os dois tipos de análise.

7.3.1. Análise da velocidade de queda da partícula

Este estudo foi realizado baseado no valor de densidade da partícula e do diâmetro

correspondente. O objetivo inicial foi verificar as diferenças encontradas no

comportamento dos dois tipos básicos de sedimentos encontrados no rejeito em função das

diferenças no valor das suas densidades.

152

O cálculo da velocidade de queda limite foi baseado na fórmula da velocidade de queda,

considerando o balanço entre o peso da partícula (forças de gravidade) e as forças de atrito.

Assim, a partir do balanço entre estas forças (Figura 7.3) pode-se determinar a velocidade

de queda da partícula.

Ws

Fw(atrito)

W (Peso)

��

��

��

��

��

��

��

��

��

��

��

��

��

��

Figura 7.3 – Esquema de forças para determinação da velocidade de queda.

Assim o peso da partícula pode ser determinado pela expressão:

( )g6dW fs

3

ρ−ρπ

= (7.1)

onde:

d = diâmetro do sedimento (m);

ρf = massa específica do fluido (t/m3);

ρs = massa específica do sedimento (t/m3);

g = aceleração da gravidade (m/s2).

As forças de resistência podem ser caraterizadas por:

2s

2

Dfw w4dC

21F

πρ= (7.2)

onde:

CD = coeficiente de atrito;

ws = velocidade de queda do sedimento (m/s).

Calculando a resultante das forças que atuam sobre a partícula e isolando ws

153

correspondente ao valor da velocidade de queda da partícula tem-se:

( )Df

fs2s C

gd34w

ρρ−ρ

= (7.3)

O coeficiente de atrito pode ser expresso em função do número de Reynolds, assim:

Re24CD = (7.4)

Sendo:

υ

=dw sRe (7.5)

onde: = viscosidade cinemática (mυ 2/s)

Logo:

dw24C

sD

υ= (7.6)

Substituindo a Equação 7.6 na Equação 7.3 tem-se:

gd181w 2

f

fss

ρ

ρ−ρ= (7.7)

Assim usando a Equação 7.7 foram obtidos os valores da velocidade de queda limite para

as partículas de ferro e quartzo. Os valores foram obtidos considerando partículas de

diâmetros variando de 0,05 a 1,0 mm associadas aos valores de massa especifica da ordem

de 2,65 para partículas de quartzo e de 5,50 para partículas de ferro. Adicionalmente, foi

realizado o mesmo tipo de análise para o mesmo intervalo de diâmetros, mas considerando

uma massa específica da ordem de 3,13, correspondente ao valor da massa específica do

um material intermediário, grãos de quartzo associados com os pequenos grãos de hematita

154

(Capítulo 6). Este valor foi considerado aproximado devido a dificuldade de obter um valor

preciso da massa específica dos grãos associada a este tipo de partícula.

Um outro fator importante considerado no cálculo da velocidade de queda foi a influência

da concentração da lama. Observa-se que para altas concentrações o valor da velocidade de

queda tende a ser maior em função do aumento do coeficiente de atrito pelo aumento da

quantidade de partículas e possivelmente pelo aumento da viscosidade do fluido. Este

fenômeno é denominado “hindered settling” (sedimentação retardada). Algumas equações

foram propostas para quantificar o efeito da concentração no valor da velocidade de queda.

Contudo, a correção adotada nestas análises seguiu a formulação proposta por OLIVER

(1961) em que a velocidade de queda pode ser corrigida em função do valor da

concentração da mistura, pela seguinte expressão:

( ) ( ) s33,0

m,s wc075,01c15,21w −−= (7.8)

onde: c = concentração da mistura (%);

ws = velocidade de queda do sedimento corrigida (m/s).

Desta forma todos o valores encontrados para velocidade de queda obtidos a partir da

Equação 7.7 foram corrigidos utilizando a Equação 7.8. Considerando que estas análises

objetivavam a avaliação do movimento da partícula em relação a sua velocidade de queda,

induzidas por uma certa velocidade de descarga adotada, os cálculos foram executados

inicialmente para uma concentração média (15%) e em vista dos resultados obtidos,

avaliações adicionais poderiam ser realizadas. Estas avaliações foram realizadas, mas o

comportamento em função da concentração não foi muito alterado. Na realidade o peso da

partícula e profundidade de fluxo foram os fatores mais importantes neste tipo de análise.

Contudo, optou-se por apresentar a seguir as análises realizadas com a concentração média

suficiente para justificar o comportamento já esperado.

Com os valores da velocidade de queda obtidos, foi necessário realizar as análise do efeito

da velocidade de fluxo sobre a partícula e estabelecer qual seria o ponto ao longo do

depósito mais provável da deposição em função das duas componentes de velocidade

atuando sobre a partícula. A Figura 7.4 apresenta um esquema das duas componentes

155

atuando sobre a partícula e uma possível trajetória média linearizada seguida em função da

resultante. É importante notar que a profundidade de fluxo é um parâmetro fundamental no

estabelecimento deste tipo de transporte. No caso das simulações no ESDH e mesmo nos

casos de campo, as profundidades de fluxo são muito baixas e neste sentido a trajetória

descrita pela partícula é muito pequena evidenciando o fato de que a deposição ocorre

muito próxima do ponto de descarga. No caso dos ensaios no ESDH, a profundidade de

fluxo variou entre 3 e 5 mm.

0,3 - 0,5 cm

u

Ws

Depósito

Figura 7.4 – Esquema do processo de movimentação da partícula no momento da descarga

no ESDH.

Analisando então a trajetória da partícula obtida a partir da velocidade de fluxo utilizada no

ESDH e considerando uma profundidade de fluxo de 4 mm, vê-se que a menor e mais leve

partícula irá se depositar cerca de 1,00 m do ponto de descarga para a mais alta velocidade

de fluxo e a cerca de 0,30 m para a velocidade mais baixa. Entretanto, a maioria das

partículas irá se depositar muito próxima do ponto de descarga (Figura 7.5). O mesmo tipo

de comportamento pode ser observado para as partículas de ferro, porém por serem mais

pesadas depositam mais rápido que as partículas de quartzo.

Complementando as análises, foi realizado um estudo comparativo da posição da partícula

em função do diâmetro e da massa específica para duas velocidades e três valores de massa

específica dos grãos (Figura 7.6). Estes gráficos representam um resumo dos gráficos

anteriores. Entretanto, mostram a variação da posição da partícula na base do depósito.

Observa-se que os sedimentos correspondentes a fração argila (Gs = 2,65) tendem a ser

transportados juntamente com fluido para longas distâncias e representam cerca de 3% do

material presente no rejeito. Da mesma forma as partículas menores consideradas como

partículas de ferro e que também representam uma pequena parcela na fração de ferro

encontrado no rejeito (D50 = 0,26 mm) foram depositadas a longas distâncias. Já a maioria

156

das partículas se depositam a uma distância entre 5 a 10 cm do ponto de descarga e depois

são transportadas dentro da própria camada gerada por elas.

0,000

0,002

0,004

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

∆ x (m)

z (m

)

0,05 mm 0,1 mm0,2 mm 0,3 mm0,4 mm 0,5 mm0,6 mm 0,7 mm0,8 mm 0,9 mm1,00 mm

0,000

0,002

0,004

0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10

∆ x (m)

z (m

)


0,000

0,002

0,004

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20

∆ x (m)

z (m

)


0,000

0,002

0,004

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35

∆ x (m)

z (m

)


a) b)

c) d)

Quartzo - u = 0,052 m/s

Ferro - u = 0,052 m/s

Quartzo - u = 0,208 m/s

Ferro - u = 0,208 m/s

Figura 7.5 – Trajetória aproximada da partícula em função da profundidade de fluxo: a)

quartzo e velocidade de fluxo de 0,052 m/s; b) quartzo e velocidade de fluxo de 0,208 m/s;

c) ferro e velocidade de fluxo de 0,052 m/s; d) ferro e velocidade de fluxo de 0,208 m/s

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

∆ x (m)

Diâ

met

ro d

o gr

ãos

(mm

)

Quartzo (Gs = 2,65) C = 15 %

Mistura (Gs = 3,13) C = 15 %

Ferro (Gs = 5,5) C = 15 %

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20

∆ x (m)

Diâ

met

ro d

o gr

ãos

(mm

)

Quartzo (Gs = 2,65) C = 15 %

Mistura (Gs = 3,13) C = 15 %

Ferro (Gs = 5,5) C = 15 %

a) b)

Figura 7.6 – Distâncias de deposição em função do diâmetro do sedimento em relação ao

ponto de descarga para velocidade de fluxo: a) velocidade de fluxo de 0,052 m/s e b)

velocidade de fluxo de 0,208 m/s.

157

A partir destas análises pode-se concluir que o mecanismo de transporte predominante é o

de carga de fundo, devido a deposição dos sedimentos imediatamente após a descarga no

canal. Assim, um mecanismo de iteração entre os sedimentos é desenvolvido gerando

mudanças na camada de sedimentos já depositada. O fluxo, ao mesmo tempo que promove

a deposição, gera um processo de intercâmbio entre as partículas que entram no processo e

as que já estavam presentes na camada.

7.3.2. Arraste de fundo

Analisando as alternativas propostas optou-se por estabelecer inicialmente uma

modelagem baseada nas equações que regem o transporte de sedimentos em leitos de rios,

considerando principalmente a variação da porcentagem de sedimentos durante o processo

de transporte e as alterações impostas pelo processo de fluxo na camada superficial do

leito, a chamada camada de intercâmbio.

As equações básicas que regem o transporte de sedimentos em rio são relativas à

continuidade da água e dos sedimentos (JANSEN et al., 1994). Estão disponíveis na

literatura várias fórmulas de transporte de sedimentos para fluxos uniformes. Elas são

utilizadas para determinar a capacidade de carga de um fluxo específico e requerem

informações sobre os parâmetros hidráulicos e o tipo dos sedimentos, representado pelas

características da partícula (D50, Gs, etc.). Considerando que estas fórmulas dependem de

uma forma geral do diâmetro das partículas, verifica-se que para determinadas condições

hidráulicas, a capacidade de transporte de uma partícula pequena pode ser maior que a

capacidade de transporte de uma outra de maior diâmetro. Este transporte seletivo de

tamanho de partículas dentro de uma mistura de partículas é conhecido como segregação

hidráulica. No caso do modelo unidimensional é denominado segregação longitudinal. É

importante observar que além da consideração do tamanho, de fato a segregação hidráulica

ocorre em função do peso, relacionando outra característica do sedimento, o peso

específico dos grãos (γs). Observa-se que esta consideração é relevante quando se analisa

transporte de diferentes tipos de sedimentos cujas diferenças mineralógicas sejam bastante

evidentes. Baseado nesta consideração, é importante considerar dentro das formulações

básicas de transporte de sedimentos as alterações provocadas por um processo seletivo

global e estabelecer mecanismos que possam avaliar as diferenças no valor de ρs.

158

As análises de transporte de sedimentos para condições uniformes é uma tarefa difícil para

a hidráulica fluvial. A dificuldade essencial de trabalhar com este fenômeno é a presente

limitação em fazer uma descrição quantitativa satisfatória do processo de transporte de

sedimentos. Embora o esquema de equações de movimento represente uma importante

ferramenta para descrever este processo, ele é confrontado por três fatores: as fórmulas de

transporte de sedimentos e do atrito entre partículas que fornecem notoriamente previsões

pouco realistas; os mecanismos de transporte de sedimentos são freqüentemente muito

simplificados em sistemas de modelagem; e as soluções dos algoritmos numéricos que são

comumente grosseiras introduzindo possivelmente erros nos resultados.

A modelagem do fluxo unidimensional de um canal com um pequeno gradiente pode ser

descrita pela equação da continuidade que exprime a lei da conservação de massa. Assim

considerando um elemento infinitesimal de largura unitária situado no interior de uma

massa de fluido (Figura 7.7), a acumulação de massa neste elemento em função do tempo

pode ser obtida por:

( )dtht

dxMa ρ∂∂

= (7.9)

onde: ρ = massa específica do fluido (t/m3);

h = profundidade média da água (m);

x = coordenada na direção de fluxo (m);

t = coordenada do tempo (s).

A massa que entra no elemento é dada por:

dtuhMi ρ= (7.10)

onde: u = velocidade de fluxo (m/s)

A quantidade de massa que sai do elemento pode ser definida por:

( ) dtdxuhx

uhMo

ρ

∂∂

+ρ= (7.11)

159

dxxuu

∂∂

+

u

dx

h

dtth

∂∂

Largura unitária

Figura 7.7 – Elemento unitário usado para definir a equação da continuidade para um fluxo

horizontal.

Efetuando os balanço entre a massa que entra e a que sai do elemento, tem-se:

( ) ( ) ( ) dtdxuhx

uhdtuhht

dx

ρ

∂∂

+ρ−ρ=ρ∂∂ (7.12)

Simplificando a Equação 7.12, chega-se a:

0x

)uh(th

=∂ρ∂

+∂ρ∂ (7.13)

No caso do fluido ser homogêneo em x e ρ ser constante em x e t, a Equação 7.13 se reduz

à equação da continuidade para um fluido incompressível:

0x

)uh(th

=∂

∂+

∂∂ (7.14)

Transformando a Equação 7.14 para o caso de transporte de sedimentos, obtém-se a

equação da continuidade de sedimentos:

160

0xS

tzb =

∂∂

+∂

∂ (7.15)

onde: S = sedimento transportado por metro de canal (m3/m);

t = coordenada do tempo (s);

x = coordenada na direção de fluxo (m);

zb = altura da camada acima da uma superfície de referência (m).

As Equações 7.14 e 7.15 representam as equações de continuidade da água e dos

sedimentos. Na Equação 7.15, a quantidade de sedimentos pode ser estimada por uma

equação básica de transporte de sedimentos (MEYER-PETER & MUELLER, 1948;

ENGELUND & HANSEN, 1967). Algumas vezes é vantajoso simplificar estas equações

por uma fórmula empírica de potência relacionada a velocidade de fluxo. Neste caso S é

uma função da velocidade de fluxo [ , assim: ( )ufS = ]

nmuS = (7.16)

onde: m e n = constantes empíricas e função das propriedades dos sedimentos;

u = velocidade de fluxo.

As fórmulas de previsão de sedimentos, como Meyer-Peter & Müller ou Engelund–Hansen

podem ser ajustadas dentro da Equação 7.16. Alguns exemplos de aplicações e soluções

deste conjunto de equações pode ser encontrado na literatura (CUNGE et al., 1980;

ABBOT & CUNGE, 1982; BHALLAMUDI & CHAUDRY, 1991; JANSEN et al., 1994).

Considerando a equação de transporte de sedimentos proposta por MEYER-PETER &

MUELLER (1948) e considerando n = 5 a Equação 7.16 pode ser reescrita:

( )( ) 3

505.02

s

5

CDg1Gu05.0S

−= (7.17)

Sendo

161

hiCu = (7.18)

onde: C = coeficiente de Chézy;

D50 = diâmetro médio dos sedimentos (mm);

GS = densidade das partículas sólidas;


i = inclinação do talude de deposição;

h = profundidade média da água (m);

u = velocidade de fluxo (m/s).

A proposta do modelo matemático adotado baseia-se na teoria de transporte de sedimentos

considerando uma única camada efetivamente sujeita ao processo de transporte

(RIBBERINK, 1987). Esta camada sofre diferentes alterações provocadas pelo processo

erosivo ou de acúmulo de sedimentos (Figura 7.8). Este tipo de alteração normalmente

ocorre devido às variações nos parâmetros de fluxo, principalmente à velocidade de fluxo.

Normalmente o padrão de fluxo condiciona a característica do modelo de deposição.

Considerando o transporte de material sólido cuja a concentração de partículas é bastante

alta, o efeito da concentração representa um importante parâmetro no estabelecimento do

processo de deposição e transporte de partículas.

h

δeff

Zo

ΤZb

Camada efetiva

Substrato

Referência

Figura 7.8 – Perfil básico da camada efetiva

O modelo matemático deve, neste caso, avaliar e prever as alterações morfológicas

provocadas pelo processo de fluxo. Estas alterações normalmente ocorrem devido ao

transporte de sedimentos e este tipo de intercâmbio de sedimentos pode ser descrito usando

a teoria de uma camada. Este tipo de análise leva em conta a condição de que apenas uma 162

porção da camada próxima ao movimento se altera em função do tipo de transporte. Este

tipo de consideração de uma camada superficial é essencial para a caracterização da

mistura de sedimentos disponível no processo de transporte. Assim, pode-se avaliar o

processo de intercâmbio da camada efetiva baseado na equação da continuidade do

sedimento (Equação 7.15). Neste sentido é apresentado o esquema básico de evolução do

transporte de sedimentos através da descarga da mistura de sedimentos e água na

extremidade do canal e a sua interação com a camada preexistente. Como o fenômeno se

processa de maneira continua, a camada anterior representa a base do próximo

intercâmbio. Todo o mecanismo ocorre com o tempo e a Equação 7.15 representa a

compensação entre o material depositado e a variação da espessura da camada (zb) com o

tempo. É importante considerar que este processo de compensação também pode avaliar o

processo de erosão, neste sentido zb apresenta um decréscimo com a evolução do processo.

A Figura 7.9 apresenta um esquema simplificado do modelo de deposição.

δeff δ

z

∆x

ttzb ∆∂

∂Sii

Sio

t=∆t

t=0piδ

h

zb

uq

S

Figura 7.9 – Esquema de alteração da camada efetiva

Considerando a Equação 7.15 podem ser consideradas duas possibilidades com relação ao

estabelecimento do valor inicial de zb. No primeiro caso zb representa a altura total de

sedimentos mais poros, assim a Equação 7.15 apresenta o mesmo aspecto apresentado

anteriormente. Caso seja considerada a influência dos poros é necessário introduzir na

Equação 7.15 um fator de correção e, neste caso, a equação original é alterada para:

( ) 0xS

tz

n1 b =∂∂

+∂

∂− (7.19)

onde: n = porosidade. 163

Admitindo que o aumento de volume do material depositado está relacionado com a

diferença entre o volume de sedimento que entra e sai do canal ao longo do tempo e

considerando a interação entre o fluxo de sedimentos e a camada preexistente. Desta

forma, tendo como base a Equação 7.19 pode-se escrever que:

( ) ( tSSxpxtt

zn1t

tp

p o1i11b1

1 ∆−=∆δ−∆

∆

∂∂

−+δ

∆

∂∂

+ δδ

δ ) (7.20)

onde: p1δ = porcentagem de sedimento 1 (quartzo) na camada de intercâmbio;

S1i = volume de sedimento 1 (quartzo) que entra no canal (m3);

S1o = volume de sedimento 1 (quartzo) que sai do canal (m3);

t = coordenada de tempo (s);

x = coordenada na direção de fluxo;

zb = nível da camada acima da uma superfície de referência;

δ = espessura da camada de intercâmbio.

A Equação 7.20 representa a quantidade de sedimentos acumulada numa camada de

comprimento ∆x em um intervalo de tempo t em função da quantidade de sedimentos que

entra e sai desta camada. Desenvolvendo a Equação 7.20:

( ) ( ) ( ) ( ) tSSxpxtt

zn1

tp

xtt

pxt

tz

n1pxp o1i112b11b

11 ∆−=∆δ−∆∆∂

∂−

∂∂

+∆∆∂

∂δ+∆∆

∂∂

−+∆δ δδδ

δδ

( ) ( ) ( ) ( ) tSSxtt

zn1

tp

xtt

pxt

tz

n1p o1i12b11b

1 ∆−=∆∆∂

∂−

∂∂

+∆∆∂

∂δ+∆∆

∂∂

− δδδ

Obtém-se então a porcentagem do sedimento 1 na camada:

( ) ( o1i11b

1 SSxt

px

tz

n1p −=∆∂

∂δ+∆

∂∂

− δδ ) (7.21)

De forma similar para o sedimento 2:

( ) ( o2i22b

2 SSxt

px

tz

n1p −=∆∂

∂δ+∆

∂∂

− δδ ) (7.22)

164

onde: p2 δ = porcentagem de sedimento 2 (ferro) na camada de intercâmbio;

S2i = volume de sedimento 2 (ferro) que entra no canal (m3);

S2o = volume de sedimento 2 (ferro) que sai do canal (m3);

Vale observar que a soma dos percentuais de sedimentos é igual a 1, tem-se:

1pp 21 =+ δδ (7.23)

Este tipo de aproximação foi considerado admitindo, inicialmente, a existência de dois

tipos exclusivos de sedimentos, isto é, admitiu-se que o material utilizado nas simulações

no ESDH era constituído predominantemente de partículas de ferro e quartzo. Sendo

assim, todo o processo de deposição seria governado por estes dois tipos de sedimentos.

Entretanto, após uma tentativa de quantificar e qualificar estes sedimentos, observou-se a

existência de um terceiro tipo de sedimento, conforme detalhado no Capítulo 6, que

poderia ter um comportamento intermediário entre estes dois tipos padrão de sedimentos.

Assim, de acordo com esta nova análise, observou-se a presença de partículas de quartzo

com pequenas incrustações de ferro, que consequentemente tende a alterar a massa

específica deste mineral e mudar toda a característica de transporte até então apresentada.

A influência poderia ser pequena se a porcentagem de partículas deste tipo fosse pequena.

Entretanto, a porcentagem deste tipo de material é da ordem de 50% e, conforme pode ser

observado na análise granulométrica apresentada no Capítulo 6, estas partículas compõe a

fração mais grosseira dos grãos de quartzo.

Considerando esta tendência de comportamento foram mantidas as mesmas considerações,

porém incorporando nos cálculos da porcentagem de sedimentos que tendem a ser

transportados em função do peso as partículas de quartzo com minerais de ferro. Assim, a

Equação 7.21 pode ser adotada também para o sedimento 3:

( ) ( o3i33b

3 SSxt

px

tz

n1p −=∆∂

∂δ+∆

∂∂

− δδ ) (7.24)

onde: p3δ = porcentagem de sedimento 3 (quartzo+ferro) na camada de intercâmbio;

165

S3i = volume de sedimento 3 (quartzo+ferro) que entra no canal (m3);

S3o = volume de sedimento 3 (quartzo+ferro) que sai do canal (m3);

Agora a relação entre as porcentagens passa a ser:

1ppp 321 =++ δδδ (7.25)

Efetuando o balanço de sedimentos pelo somatório da deposição dos três tipos de

sedimentos, tem-se:

( ) oib SSxt

zn1 −=∆

∂∂

− (7.26)

onde: Si = volume total de sedimento que entra no canal;

So = volume de sedimento que sai do canal.

A Equação 7.26 representa o acréscimo de zb com o tempo, isto é, a diferença entre a

quantidade de sedimento que entra e a quantidade de sedimento que passou para o ∆x

seguinte. Assim, zb representa a quantidade de sedimento retida no espaço ∆x.

Calculando então a variação da quantidade de sedimento na camada de intercâmbio com o

tempo, tem-se para o sedimento 1:

( )δ∂

∂−−

δ∆−

=∂

∂δ

δ 1t

zn1p

xSS

tp b

1o1i11 (7.27)

Similarmente para os sedimentos 2 e 3:

( )δ∂

∂−−

δ∆−

=∂

∂δ

δ 1t

zn1p

xSS

tp b

2o2i22 (7.28)

( )δ∂

∂−−

δ∆−

=∂

∂δ

δ 1t

zn1p

xSS

tp b

3o3i33 (7.29)

166

Baseado nas Equações 7.27 a 7.29 foi possível estabelecer uma primeira aproximação da

porcentagem acumulada na camada, considerando inicialmente dois tipos de sedimentos, o

ferro e o quartzo. Neste caso foi adotado um valor médio de granulometria e massa

específica para as partículas de quartzo, adotando-se um valor de 3,1 g/cm3 para a massa

específica dos grãos e D50=0,4 mm. Na resolução do problema foi utilizada uma planilha

simples do Excel com objetivo de obter os primeiros dados relativos a este processo de

acumulação. Algumas simplificações foram adotadas e os primeiros resultados relativos a

estas porcentagens estão apresentados na Figura 7.10 e 7.11.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07Cota do topo da camada de intercâmbio (m)

Com

posi

ção

do d

epós

ito (%

)

p1d (Quartzo Médio)

p2d (Ferro)

Figura 7.10 – Variação da composição do depósito em função da cota do topo da camada

de intercâmbio considerando quartzo como um sedimento único.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000Tempo (s)

Com

posi

ção

do d

epós

ito (%

)

p1d (Quartzo Médio)

p2d (Ferro)

Figura 7.11 – Variação da composição do depósito em função do tempo considerando o

quartzo como um sedimento único.

167

Estas figuras representam a porcentagem de sedimentos acumulada na camada em função

da cota do topo da camada de intercâmbio em função do tempo. Observa-se que a

porcentagem de partículas de ferro tende a crescer nos pontos iniciais devido a sua alta

densidade. Esta tendência parece ser coerente com relação a influência do valor da massa

específica das partículas de ferro. Entretanto, a consideração de percentuais

complementares, adotada como simplificação parece não ter conseguido prever as

complexas interações entre os grãos durante o transporte e deposição. O que se observa é

que a tendência das simulações é coerente, mas a quantificação correta das porcentagens

acumuladas necessitaria de uma equação de controle. Esta equação deveria descrever o

mecanismo de transporte relacionado a cada tipo de sedimento em função de suas

características dentro do processo de transporte.

O problema se torna mais complexo quando se analisa os três sedimentos em conjunto.

Neste caso a equação de controle simplificada foi definida pela ponderação entre as três

porcentagens. Da mesma forma que observado anteriormente, a tendência de acúmulo na

camada é bastante razoável para as partículas de ferro. Entretanto, para os outros dois

sedimentos, a porcentagem acumulada apresenta um comportamento bastante atípico

(Figuras 7.12 e 7.13). Este tipo de abordagem reforça a necessidade do estabelecimento de

uma equação de controle associada às formulações propostas neste modelo.

0

10

20

30

40

50

60

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07Cota do topo da camada de intercâmbio (m)

Com

posi

ção

do d

epós

ito (%

)

p1d (Quartzo)p2d (Ferro)p3d (Ferro/Quartzo)

Figura 7.12 – Variação da composição do depósito para os três tipos de sedimentos em

função da cota do topo da camada de intercâmbio

168

0

10

20

30

40

50

60

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000Tempo (s)

Com

posi

ção

do d

epós

ito (%

)

p1d (Quartzo)p2d (Ferro)p3d (Ferro/Quartzo)

Figura 7.13 – Variação da composição do depósito para os três tipos de sedimentos em

função do tempo.

Verifica-se também que as porcentagens inicias correspondentes a cada tipo de sedimento

no rejeito e adotadas como parâmetros iniciais na modelagem apresentaram uma

considerável influência no valor das porcentagens calculadas, alterando significativamente

os resultados, como pode ser observado nos Figuras 7.10 a 7.13. Na primeira avaliação,

considerando somente quartzo e ferro, adotou-se uma composição próxima da composição

do rejeito na forma natural (20% de ferro e 80% de quartzo). No segundo caso as

proporções foram de 20% de minerais de ferro, 30% de quartzo puro e 50% de quartzo

com partículas de ferro. Verifica-se, assim, a necessidade de se estabelecer corretamente a

porcentagem correspondente à cada sedimento presente no rejeito.

Acredita-se que o estabelecimento da equação de controle não seja um tarefa fácil em vista

dos diversos parâmetros que atuam neste tipo de transporte e principalmente devido a

variabilidade dos sedimentos presentes no rejeito. É importante notar que estes resultados

referem-se à fase inicial de estabelecimento do modelo e a adoção de uma equação

matemática que possa descrever este complexo processo de transporte ainda necessita de

estudos e calibrações. Neste sentido, percebe-se que uso do ESDH na geração de novos

dados é extremamente importante na evolução e aprimoramento desta proposta.

Considera-se ainda que, por tratar de um modelo preliminar os resultados obtidos são

considerados bem simples dentro da complexa ótica das simulações realizadas no ESDH

ou mesmo deste mesmo fenômeno no campo. Neste contexto, as comparações com os

169

resultados obtidos nas simulações em laboratório foram dificultadas devido principalmente

às diferenças nas duas simulações. No caso do ESDH a segregação hidráulica é avaliada no

sentido longitudinal, isto é, ao longo do caminho de deposição e a solução fornecida pelo

modelo matemático refere-se ao acúmulo de sedimentos em relação à altura da camada

(segregação vertical). Assim, o modelo para gerar dados compatíveis com as simulações

realizadas deve ser expandido de forma a reproduzir o processo de segregação

longitudinal, que é uma conseqüência da segregação vertical que ocorre nos diversos

pontos do depósito.

Por fim, vale observar que este modelo matemático proposto mostra os passos de inicias de

uma formulação que visa estabelecer o perfil longitudinal de segregação, quando dois ou

mais tipos de sedimentos (diferentes densidades dos grãos) estão presentes no processo.

Foi demonstrado a priori que o processo de sedimentação (velocidade de queda das

partículas) é praticamente insignificante no processo de formação do depósito. Na

realidade ele representa apenas um parâmetro inicial da camada de intercâmbio. Depois,

prevalecem os processos de arraste de fundo onde os sedimentos vão sendo depositados e

arrastados pelo impacto das partículas que vão chegando a este local. Certamente o

processo é ainda mais complicado devido a outros processos de agregados, tais como

saltação, formação de escudos (armouring), e conseqüentes alterações na velocidade de

fluxo que ocorrem no interior da camada de intercâmbio. Assim, este modelo, embora

limitado pelas simplificações adotadas e ainda preliminar, corresponde a um avanço no

sentido de melhor entender os processos de arraste de fundo, quando mais de um tipo de

sedimento esta envolvido, no processo de deposição hidráulica que ocorre nas barragens de

rejeitos.

170

CAPÍTULO 8

ANÁLISE DOS RESULTADOS

8.1. INTRODUÇÃO

Os ensaios de simulação e deposição hidráulica representam uma importante ferramenta no

estudo do comportamento dos aterros hidráulicos. No laboratório as variáveis que

influenciam o processo de deposição podem ser controladas e isoladas de uma maneira

mais simples e econômica que no campo. Como foi apresentado, os ensaios de simulação

de deposição hidráulica (ESDH) permitem a realização de ensaios com diferentes valores

de concentração e vazão, possibilitando avaliar as características do depósito formado em

função destes parâmetros.

De uma forma geral, os resultados obtidos permitem a avaliação qualitativa do

comportamento do aterro e podem ser fundamentais principalmente na fase de projeto ou

mesmo na viabilização da aplicação do aterro hidráulico. No caso da disposição de

rejeitos, a grande aplicabilidade do ESDH estaria na avaliação da vida útil do depósito e no

possível estabelecimento da geometria básica do depósito, pela avaliação do perfil

esperado em função das variáveis de deposição.

Entretanto, a viabilização completa destas simulações é ainda dificultada pela

complexidade dos fenômeno de transporte envolvidos e das condições de contorno do

problema, nem sempre possíveis de serem reproduzidas em escala. Algumas

simplificações têm sido propostas na concepção destes sistemas de simulação, mas de uma

maneira geral os resultados obtidos tem se mostrado coerentes com as propostas de cada

tipo de simulação desenvolvida.

As vantagens do ESDH tem sido evidenciada pelo inúmeros ensaios de simulação

171

reportados na literatura, conforme descrito no Capítulo 3. Embora com características e

metodologias específicas, todos estes ensaios apresentam o mesmo objetivo, isto é, avaliar

o comportamento dos aterros hidráulicos. Uma ênfase poderia ser dada ao trabalho

realizado por FERREIRA et al. (1980) mostrando a aplicabilidade do ESDH na fase de

concepção e justificativa da utilização da técnica da hidromecanização. O enfoque dado

por FERREIRA et al. (1980) é bastante interessante sob o ponto de vista geotécnico e

mostra como os parâmetros de deposição tendem alterar o comportamento do aterro.

Adicionalmente, o trabalho de KÜPPER (1991) estabelece um avanço no processo de

comparação entre as condições de campo e laboratório. Embora com limitações devido ao

efeito de escala, as correlações obtidas evidenciam a aplicabilidade do ensaio de simulação

como um importante método de previsão do comportamento dos aterros hidráulicos como

um fenômeno geral.

No caso desta pesquisa, o objetivo principal foi investigar a influência dos parâmetros de

deposição no comportamento geotécnico das barragens de rejeito de minério de ferro.

Assim foi verificada a influência da vazão e concentração de fluxo utilizando o

equipamento desenvolvido (ESDH). Embora, este equipamento possibilite a realização de

ensaios com diferentes alturas de lançamento (Capítulo 5), optou-se por realizar todos os

ensaios com o controlador de fluxo posicionado na superfície do aterro, simplificando um

pouco mais a análise dos resultados.

Observa-se que os efeitos das variáveis de deposição hidráulica mostram-se evidentes no

comportamento global do depósito. Neste contexto, são avaliadas as variações na

geometria do talude, densidade, segregação hidráulica, teor de ferro, etc. ao longo do

caminho de deposição em função dos diferentes valores de concentração e vazão adotados.

Seria importante ressaltar alguns problemas relacionados aos efeitos de escala que

normalmente estão associados a este tipo de simulação, já descritos no Capítulo 5,

dificultando uma comparação direta com os resultados obtidos no campo. Entretanto, em

vista da disponibilidade de dados obtidos na própria barragem procurou-se estabelecer

alguma comparações como o fenômeno que ocorre no campo, mas observando as

restrições mencionadas por HOOKE (1968) YALIN (1971) e SHARP (1981) com relação

a características do modelo e extrapolações viáveis.

172

8.2. DESCRIÇÃO DO FLUXO

Considerando que o padrão de fluxo que ocorre na praia do aterro hidráulico é

extremamente importante no processo de formação do depósito, torna-se importante

detalhar as características do fluxo observadas durante o processo de deposição no ESDH.

Observa-se que todo mecanismo de transporte esta condicionado ao padrão de fluxo, a

forma como a lama é descartada e a maneira como ela tende a fluir na superfície do aterro.

A velocidade de descarga, a profundidade de fluxo, a concentração e as características dos

sedimentos podem agir variando significativamente o processo de transporte de partículas.

As paredes de vidro do ESDH facilitaram o acompanhamento direto de toda a evolução do

depósito e permitiram a observação da configuração final do depósito após sua completa

estabilização. Analisando o processo de deposição que ocorre no ESDH verifica-se que a profundidade

de fluxo que ocorre durante a deposição no ESDH é bastante pequena, da ordem de 3 a 5

mm e a concentração de sedimentos é bastante alta. O fluxo, devido ao uso do controlador

de fluxo, é inicialmente bem distribuído ao longo da seção transversal do canal. Entretanto,

logo após deixar o controlador, o fluxo tende a se concentrar em pequenos canais ou

meandros que se desenvolvem ao longo da superfície do aterro em função da velocidade

do fluxo (Figura 8.1). Para baixas velocidades, o fluxo tende a se distribuir em canais

sinuosos que se separam e se juntam em torno das ilhas ou barreiras. KÜPPER (1991)

considera que o grau de entrelaçamento e sinuosidade dos canais é função da vazão de

fluxo. Para altas velocidades, o fluxo tende a cobrir a maior parte da superfície do

depósito, minimizando a influência das ilhas e barreiras.

Em resumo, existe um processo contínuo e dinâmico de migração dos canais associados

aos eventos de erosão, deposição ou mesmo abandono e retomada de fluxo nos canais.

Normalmente, a deposição ocorre na parte interna das curvas dos canais enquanto as

barreiras e ilhas vão sendo erodidas pela mudança na configuração dos canais.

Durante a deposição foi possível observar o movimento das partículas ao longo do canal.

O grãos maiores e mais pesados tendiam a depositar imediatamente após deixar o

controlador e iniciavam o movimento rolando e/ou deslizando ao longo da superfície

inclinada do depósito, constituindo a camada de intercâmbio, já referenciada no Capítulo

173

7. A presença de minerais de ferro no rejeito facilitou ainda mais a observação deste tipo

de movimento. Estes grãos de coloração bastante escura eram facilmente visualizados

através das paredes do canal.

Figura 8.1 – Padrão de fluxo na superfície do aterro, mostrando os pequenos canais ao

longo da superfície das ilhas e barreiras formadas em função da velocidade de fluxo.

A camada de intercâmbio na maioria dos ensaios realizados foi muito pequena da ordem

de 2 a 3 mm. Os sedimentos tendiam a se mover intermitentemente até encontrar uma

barreira ou perder a energia na parte mais plana do depósito. A espessura da camada de

intercâmbio encontra-se em concordância com as considerações feitas por Williams, citado

por KÜPPER (1991), em que a espessura da camada é superior a oito vezes o tamanho

médio das partículas. Williams, em KUPPER (1991), considera ainda que a altura da

camada de intercâmbio é independente da profundidade de fluxo, mas tende a aumentar

com aumento da taxa de transporte.

O tipo de transporte por rolagem e deslizamento na camada próxima a camada estacionária

é evidenciado pela formação de estratificações paralelas à direção do fluxo. A Figura 8.2

174

mostra a presença de regiões com altas concentrações de ferro intercaladas por faixas de

partículas mais grossas de quartzo. Este tipo de comportamento pode estar também

associado ao efeito de escudo (“armouring”) e/ou ao bloqueio provocado pelas partículas

mais grossas e/ou mais pesadas, impedindo o movimento das partículas menores. Este tipo

de comportamento é mais significativo quanto menor for a energia capaz de mover a

partícula, isto é, a velocidade de fluxo. Observa-se também que este comportamento

apresenta um papel fundamental na densidade do depósito, pela alteração no processo

normal de segregação granulométrica e, no caso do rejeito, pela manutenção de partículas

de baixa densidade em pontos onde deveriam estar concentradas as partículas mais densas.

Este comportamento será mais detalhado no Item 8.3 a partir da avaliação da massa

específica do grãos ao longo do depósito.

Figura 8.2 – Estratificações compostas por bandas de ferro e quartzo intercaladas.

A presença de estratificações também foi observada nas avaliações feitas no campo. De

uma forma geral, as características de deposição no campo são muito semelhantes às que

ocorrem nas simulações em laboratório. Analisando a superfície da praia de rejeitos é

possível observar o mesmo processo de formação de ilhas e barreiras, canais tortuosos que

se separam e se juntam e canais maiores provocados pelas variações nos parâmetros de

descarga. Em relação às estratificações, é possível perceber regiões com altas

concentrações de quartzo intermeadas por lineações de partículas de ferro paralelas à

direção de fluxo (Figura 8.3). Observa-se que o processo de estratificação é bastante

175

paralelo e praticamente horizontal devido provavelmente a baixa inclinação do aterro.

Figura 8.3 – Estratificações presentes na praia de rejeito no campo.

Em algumas regiões da praia, e mesmo em regiões próximas ao ponto de lançamento,

pode-se perceber também a presença de bandas de material mais fino. Este

comportamento atípico sob o ponto de vista do processo convencional de deposição,

certamente não representa uma característica do padrão de fluxo. Pode-se considerar que

estas bandas de material fino advém do processo de mudança do ponto de descarga. Este

procedimento ocorre com freqüência e durante esta operação o fluxo é interrompido

acarretando uma perda de energia de transporte, favorecendo a deposição do material fino

em suspensão, principalmente nas depressões formadas pelos canais que percorrem a praia.

É importante notar que devido à pequena porcentagem de finos presente no rejeito estas

intercalações são extremamente delgadas, embora possam representar grandes variações

nas características de permeabilidade e resistência do depósito. São exatamente estes

filmes de material fino que podem causar problemas de estabilidade nas barragens de

rejeitos. Sob o ponto de vista construtivo, recomenda-se remover ou escarificar esta

camada antes iniciar o novo processo de lançamento. A Figura 8.4 mostra um detalhe deste

tipo de estratificação.

176

Figura 8.4 – Bandas de material fino intercaladas com ferro e quartzo no campo.

Algumas particularidades também puderam ser observadas em alguns locais do depósito

no ESDH. Uma destas particularidades refere-se ao tipo de transporte que ocorre na porção

final do depósito devido a presença da água. Nestas regiões, durante a evolução do

depósito, era visualizado um padrão de deposição bastante distinto, devido principalmente

às condições de deposição, neste caso, subaquática. Assim, a inclinação desta região era

um pouco mais íngreme que o resto do depósito, embora com dimensões pequenas, mas

favorecendo o acúmulo de partículas mais grosseiras que caiam rapidamente próximo a

ponta final do depósito. Esta condição esta detalhada na Figura 8.5 mostrando o processo

de evolução do depósito, podendo-se observar que esta região tende a se deslocar em

direção ao final do canal com a continuidade do processo de deposição.

��

≈ 3,5 m

Depósito 0,05 m0,

03 a

0,0

5 m

Dreno

Canal

Tela

NA

Cota Final

Evoluçãodo depósito

Figura 8.5 – Evolução do processo de deposição e a variação do nível d’água na

extremidade final do depósito.

177

Este comportamento tende a causar algumas anomalias no padrão convencional de

segregação, principalmente nas regiões próximas à base do depósito. De uma forma geral,

o que se observa é presença de partículas de tamanhos diferentes organizadas de acordo

com a configuração do talude correspondente a esta porção final, conforme pode ser visto

na Figura 8.6.

Figura 8.6 – Detalhe da região correspondente à deposição subaquática.

Entretanto, analisando os depósitos no campo, com lagoas de decantação localizadas

também na extremidade final do depósito, verifica-se que este comportamento pode atingir

proporções consideráveis. Neste caso, dependendo do nível d’água da lagoa e da dimensão

desta região submersa, poder-se-ia ter regiões com características granulométricas bastante

distintas, além de regiões com baixas densidades associadas à deposição subaquática.

Outro fator de alteração da configuração do talude do aterro está associado ao aumento da

velocidade em áreas de altas concentrações de fluxo. Nestas regiões ocorrem a formação

de pequenas ondas em fase com a camada de sedimentos, similarmente ao que ocorre no

campo. Estas ondas são chamadas antidunas, já descritas no Capítulo 2, e causam um

remodelamento na superfície do aterro, movendo-se na direção oposta do fluxo, erodindo

e alterando a configuração global do talude. A dimensão desta região de alteração é

proporcional a profundidade de fluxo e no caso dos ensaios realizados foi da ordem de 0,5

a 1,5 cm.

178

8.3. GEOMETRIA

De uma maneira geral a geometria do talude obtido no ESDH é similar à maioria dos

ensaios realizados, sendo côncava e de baixa inclinação. As Figuras 8.7 a 8.12 apresentam

o perfil obtido para os ensaios realizados. De forma a facilitar as comparações optou-se por

considerar o perfil normalizado e adotando o valor 1 m como ordenada da crista do

depósito (denominada altura nominal).

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3Distância ao ponto de descarga (m)

Altu

ra N

omin

al (m

)

MA - 1 (c=8,90%; Q=4,80 l/min)MA - 7 (c=13,12%; Q=5,92 l/min)MA - 6 (c=20,38%; Q=5,92 l/min)

Figura 8.7 – Perfis obtidos para Q=5 l/min e concentrações entre 5 e 20%.

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1


Altu

ra N

omin

al (m

)

MA - 8 (c=8,84% Qt=9,26 l/min)MA - 2 (c=13,92%; Q=9,68 l/min)MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)


179

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1


Altu

ra N

omin

al (m

)



0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1


Altu

ra N

omin

al (m

)

MA - 1 (c=8,90%; Q=4,80 l/min)MA - 8 (c=8,84% Qt=9,26 l/min)MA - 3 (c=7,74%; Q=19,33 l/min)

Figura 8.10 – Perfis obtidos para c=8% e vazões entre 5 e 20 l/min.

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1


Altu

ra N

omin

al (m

)



180

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1


Altu

ra N

omin

al (m

)



Pode-se observar que a geometria é afetada pelos valores da concentração e da vazão e

consequentemente pela distribuição dos sedimentos ao longo do depósito, isto é, a

segregação hidráulica. Normalmente, a região onde se concentram as partículas mais

grossas tende a apresentar um inclinação mais acentuada. No caso do rejeito analisado, o

maior fator de interferência foi o peso da partícula. Neste caso a inclinação foi bastante

uniforme ao longo do perfil tornando-se, entretanto, mais abatida na porção final, isto é na

região de maior concentração de partículas mais finas.

Analisando outros ensaios reportados na literatura usando solos arenosos (FERREIRA et

al., 1980; BLIGHT et al., 1985; BLIGHT, 1987; DE GROOT et al., 1988; WINTERWERP

et al., 1990; KÜPPER, 1991 e BLIGHT, 1994), verifica-se que as diferenças obtidas na

inclinação do talude são mais significativas que as obtidas para o rejeito estudado. No caso

do rejeito de Morro Agudo a presença de minerais pesados pode ter dificultado o processo

de migração das partículas devido, possivelmente, às baixas velocidades de fluxo

utilizadas, incapazes de produzir uma maior movimentação nas partículas mais densas.

De uma forma geral o perfil tende a ser mais íngreme com o aumento da concentração e

tende a se tornar mais abatido com o aumento da vazão. As Figuras 8.13 e 8.14 apresentam

esta tendência. É importante notar que o valor obtido para cada ensaio refere-se a

inclinação global do perfil, obtida a partir da inclinação média do talude do depósito como

um todo. Este tipo de consideração não invalida as análises no caso do rejeito estudado,

pois a concavidade obtida para os depósitos foi bastante baixa, como será apresentado no

181

Item 8.3.1 através da análise do perfil típico proposto por MELENT’EV (1973).

0

5

10

15

0 5 10 15 20 25Concentração (%)

Incl

inaç

ão G

laba

l (%

)

MA - 1 (Q=4,80l/min) MA - 2 (Q=9,68l/min) MA - 3 (Q=19,33l/min)MA - 4 (Q=19,20l/min) MA - 5 (Q=20,20l/min) MA - 6 (Q=5,92l/min)MA - 7 (Q=5,92l/min) MA - 8 (Q=9,26l/min) MA - 9 (Q=9,35l/min)

Figura 8.13 – Variação da inclinação global do depósito com a concentração.

0

5

10

15

0 5 10 15 20 25Vazão (l/min)

Incl

inaç

ão G

laba

l (%

)

MA - 1 (c=8,9%) MA - 2 (c=13,92%) MA - 3 (c=7,74%)MA - 4 (c=14,04%) MA - 5 (c=20,20%) MA - 6 (c=20,38%)MA - 7 (c=13,12%) MA - 8 (c=8,84%) MA - 9 (c=19,65%)

Figura 8.14 – Variação da inclinação global do depósito com a vazão.

A baixa concavidade obtida corresponde a pequena variação na inclinação entre as porções

iniciais e finais do depósito. A granulometria do rejeito bastante uniforme e a presença de

minerais pesados dificultou o processo convencional de segregação por tamanho. Neste

caso não houve uma separação nítida de grãos entre o início e o fim do depósito. No caso

do rejeito de Morro Agudo, contrariando o processo convencional de segregação, as

partículas mais grossas se concentraram na porção central do talude, e isto provavelmente

diminuiu a concavidade do perfil. Esta consideração se torna relevante, pois a segregação

que ocorre nas praias de aterro hidráulico é também responsável pela variação na

inclinação do talude, ou seja, quanto mais grossas as partículas, mais inclinados são os

182

taludes formados (HOOKE, 1967; HOOKE & ROHRER, 1979; FOURIER, 1988;

KÜPPER, 1991).

Contudo, de uma forma geral o talude obtido em todos os ensaios foi côncavo e de baixa

inclinação sendo nitidamente percebidas as influências dos parâmetros iniciais, isto é, a

vazão, concentração e distribuição granulométrica do rejeito. Analisando o perfil global

obtido em relação aos demais ensaios de simulação detalhados no Capítulo 3, observa-se

uma total correspondência com os resultados oriundos destas simulações. A Figura 8.15

apresenta os resultados destes ensaios, juntamente com os resultados obtidos neste

trabalho, em função da concentração. Observa-se, como já mencionado anteriormente,

uma nítida tendência de aumento da inclinação global do talude depositado como aumento

da concentração. As dispersões encontradas podem estar relacionadas aos ensaios

realizados com materiais mais finos e mostram como a distribuição granulométrica tende a

alterar o comportamento dos aterros.

0

10

20

30

40

0 20 40 60Concentração (%)

Incl

inaç

ão G

loba

l (%

)

80

KS - D50=0,466mm (KÜPPER, 1991)

TS - D50=0,178mm (KÜPPER, 1991)



F - D50=0,267mm (FAN, 1989)

UPP - D50=0,140mm (FERREIRA et al.,1980)

USA - D50=0,014mm (BOLDT, 1988)

USB - D50=0,097mm (BOLDT, 1988)

DS -D50=0,134mm (DE GROOT et al., 1988)

MA D50=0,20mm (Presente estudo)

Figura 8.15 – Variação da inclinação global com a concentração para os diferentes ensaios

de simulação de deposição hidráulica.

Considerando agora a influência da vazão na inclinação global do talude depositado para

estes mesmos ensaios, observa-se a mesma tendência apresentada anteriormente para o

rejeito de Morro Agudo. Isto é, quanto maior a vazão, mais abatido será o depósito. Assim

a Figura 8.16 apresenta o efeito da vazão no valor da inclinação global e revela mais uma

vez a correspondência entre os ensaios analisados. É importante notar a grande dispersão

dos resultados obtidos por DE GROOT et al. (1988) com relação aos efeitos da vazão na

183

inclinação global, embora para o caso da concentração os resultados tenham apresentado

uma boa correlação com os demais ensaios. Este fato já foi mencionado no Capítulo 3.

Entretanto, os autores não fazem nenhuma consideração sobre este tipo de problema.

0

10

20

30

40

0 20 40 60 80 100 120 140 160Vazão (l/min)

Incl

inaç

ão G

loba

l (%

)

KS - D50=0,466mm c=2-29% (KÜPPER, 1991)

TS - D50=0,178mm c=2-40% (KÜPPER, 1991)

F - D50=0,267mm c=8-14% (FAN, 1989)

UPP - D50=0,140mm c=7-10% (FERREIRA et al.,1980)

USA - D50=0,014mm c=26-57% (BOLDT, 1988)

USB - D50=0,097mm c=20-50% (BOLDT, 1988)

DS -D50=0,134mm c=32-59% (DE GROOT et al., 1988)

MA D50=0,20 mm c=5-20% (Presente estudo)

Figura 8.16 – Variação da inclinação global com a vazão para os diferentes ensaios de

simulação de deposição hidráulica.

8.3.1. Perfil típico (MELENT’EV, 1973)

MELENT’EV et al. (1973) consideram a existência de um perfil típico relacionado a

condições específicas de fluxo e sedimentos. Conforme já apresentado no Capítulo 2,

considerou-se que uma condição específica de fluxo, associado a um determinado tipo de

sedimento, é capaz de gerar um perfil característico denominado perfil típico. Baseado

nesta consideração, vários estudos têm sido realizados no sentido de certificar a existência

deste perfil típico. BLIGHT (1994) apresenta um intenso estudo no sentido de verificar a

existência deste perfil e posteriormente MORRIS & WILLIAMS (1996) realizaram outros

estudos no sentido de verificar a validade das equações propostas por MELENT’EV et al.

(1973) e por SMITH et al. (1986).

Baseado nestes estudos foi realizada uma investigação da existência do perfil típico

associado aos depósitos obtidos no ESDH. Considerando a proposta apresentada por

MORRIS & WILLIAMS (1994), foram obtidos os valores dos parâmetros correspondentes

184

às duas equações propostas já apresentadas no Capítulo 2, a Equação 2.2 proposta por

MELENT’EV et al. (1973) e a Equação 2.3 proposta por SMITH et al. (1986).

De uma maneira geral os valores obtidos para os parâmetros n (MELENT’EV et al., 1973)

e b (SMITH et al.,1986) foram bastante semelhantes, constatando ser b ligeiramente

superior a n. Assim, o parâmetro n se manteve entre 1,0 e 2,0, enquanto os valores de b se

mantiveram entre 1,2 e 2,2 (Tabela 8.1). Observou-se que existia uma leve tendência

destes parâmetros aumentarem com o aumento da concentração, significando um aumento

da concavidade do depósito com o aumento da concentração. A Figura 8.17 apresenta a

variação do valor de n e b com a concentração, podendo ser observada a tendência descrita

anteriormente. As dispersões encontradas podem estar associadas a determinação do valor

médio da inclinação utilizada na definição destes parâmetros.

Tabela 8.1 – Valores de n e b relacionados à caracterização do perfil mestre.

Ensaio Qt (l/min) C (%) n b

MA – 1 4,80 8,90 1,22 1,58

MA – 2 9,68 13,92 1,13 1,48

MA – 3 19,33 7,74 1,06 1,37

MA – 4 19,20 14,04 1,44 2,07

MA – 5 20,2 20,20 1,40 1,78

MA – 6 5,92 20,38 1,55 2,18

MA – 7 5,92 13,12 1,91 2,15

MA – 8 9,26 8,84 1,01 1,20

MA – 9 9,35 19,65 1,03 1,37

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0 5 10 15 20 25

Concentração (%)

n

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

b

n (MELENT EV et al., 1973)

b (SMITH et al., 1986)

Figura 8.17 – Variação dos parâmetros n e b com a concentração da lama.

185

Devido à influência da curvatura do depósito na determinação do valor correto de n e b,

optou-se por apresentar a evolução da curvatura do depósito seguindo as análises propostas

por BLIGHT (1994). A partir destas curvas é possível observar o grau de curvatura dos

taludes e a influência dos parâmetros de descarga na formação do perfil do aterro

hidráulico. A Figura 8.18 mostra as variações da concavidade do perfil em função dos

parâmetros de descarga, evidenciando principalmente as mudanças de inclinação e a

conseqüente variação de n e b nas porções inicial e final do depósito. BLIGHT (1994)

analisa estas curvas para as simulações realizadas no campo e laboratório e concorda com

a existência do perfil típico proposto por MELENT’EV et al. (1973).

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1x/L

y/H


0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1x/L

y/H


Figura 8.18 – Concavidade dos perfis obtidos na simulações no ESDH para Q= 5l/min e

c=14%.

No caso do rejeito estudado pode-se concluir que as variáveis de deposição e o tipo de

material utilizado condicionaram a configuração do perfil, embora sejam necessários mais

estudos e simulações para validar esta proposta para o rejeito estudado. Adicionalmente,

devem ser viabilizadas correlações com os dados de campo como foi proposto por

BLIGHT (1994). Contudo, estas correlações foram inviabilizadas devido a falta de dados

disponíveis com relação a configuração final do depósito e dados mais realistas dos

parâmetros de descarga e geometria da praia.

8.4. SEGREGAÇÃO HIDRÁULICA

A segregação hidráulica é uma característica importante dos aterros hidráulicos e

representa um efeito direto na distribuição granulométrica do depósito formado. De uma

186

forma geral, os grãos tendem a depositar próximo a ponto de descarga em função da

energia de transporte gerada pelo processo de descarga. O processo de segregação depende

do tipo de fluido, tipo de sedimento, distribuição granulométrica, concentração da lama,

condições de fluxo e presença de aditivos químicos.

O processo de segregação tende a provocar grandes mudanças em toda a estrutura do

aterro em função, principalmente, do processo de seleção de partículas que ocorre em

diferentes regiões ao longo da trajetória de fluxo. Esta variabilidade estrutural tende a

alterar significativamente os parâmetros de resistência, deformabilidade e permeabilidade.

Embora comumente analisada como função exclusiva do tamanho do sedimento, a

segregação hidráulica se torna bastante complexa quando os sedimentos apresentam

características mineralógicas diferentes, em que a densidade dos sedimentos pode não ser a

mesma. Nestes casos, o processo de seleção pode ocorrer devido a peso da partícula e não

exclusivamente em função do tamanho, principalmente se as diferenças na massa

específica dos grãos forem significativas. Considerando o rejeito de minério de ferro

observa-se uma total dependência do valor da densidade das partículas sólidas. A grande

diferença no valor da massa específica dos grãos de ferro em relação ao quartzo, minerais

predominantes no rejeito da Mina de Morro Agudo, fez com que o processo de segregação

ocorresse predominantemente devido ao peso das partículas. Desta forma, o processo de

segregação comum por tamanho foi suplantado pela total dependência do peso.

Pelos resultados obtidos pode-se observar uma nítida tendência de aumento do diâmetro

médio do grão (D50) na porção média do talude e um decréscimo deste valor em direção

às extremidades. Assim, um atípico, mas coerente processo de segregação ocorre neste tipo

de material em que o peso da partícula é o fator dominante no modelo de seleção. A

evidência deste tipo de processo de seleção pode ser visualizada através da distribuição

granulométrica do rejeito ao longo do talude de deposição, representada pelos parâmetros

D10, D50 e D90 apresentados nas Figuras 8.19 a 8.24. Embora as variações apresentadas

sejam pequenas, devido principalmente o grau de uniformidade do rejeito, pode ser

verificada a sensibilidade do processo de segregação com o peso da partículas de ferro.

Este fato é evidenciado pela constatação da presença de partículas finas, porém mais

densas próximas ao ponto de descarga.

187

Algumas dispersões encontradas neste tipo de modelo de segregação podem ser

justificadas pela análise individual dos sedimentos presentes no rejeito, conforme

apresentado no Capítulo 6. Durante estas análises, foi verificada a presença de pequenas

partículas de ferro incrustadas na superfície dos grãos de quartzo. A existência destes

pequenos pontos de hematita no quartzo também foram responsáveis pelas variações no

processo convencional de segregação. Contudo, a quantificação das diferenças que esta

particularidade representa no processo de transporte parece ser bastante complexa,

necessitando de um estudo intenso baseado na caracterização individual de cada

sedimento.

Os pontos de hematita, embora muito pequenos, parecem alterar o peso da partícula de

quartzo e, neste caso, tendem a trabalhar como retardadores do movimento normal destas

partículas devido ao aumento da densidade. Alguns estudos serão propostos no sentido de

avaliar o grau de influência no processo de segregação. Entretanto, é importante notar que

este tipo de fator tende a reforçar a complexidade do estudo envolvendo os rejeitos, devido

às suas características mineralógicas. Outros parâmetros importantes referem-se à forma

dos grãos, rugosidade e propriedades magnéticas, que tendem certamente a aumentar a

complexidade das interações partícula-partícula e partícula-fluido. Este tipo de

consideração torna-se extremamente importante em função do processo de transporte ser

governado por estes tipos de interações e podem justificar as possíveis anomalias

encontradas.

Com relação aos efeitos dos valores da concentração e vazão utilizados nas simulações,

observa-se uma pequena influência destes parâmetros (Figuras 8.19 a 8.24) devido a

uniformidade do rejeito em relação ao tamanho dos grãos. Neste caso, as características

granulométricas (D10, D50, D90) do material ao longo do depósito tendem a variar muito

pouco, da ordem de 0,1 a 0,2 mm e podem ser considerados como bastantes semelhantes

em termos de granulometria. Entretanto, pode ser feita uma consideração com relação ao

aumento da vazão de descarga tendendo a produzir materiais um pouco mais grosseiros.

Este fato pode ser explicado pelo aumento da capacidade de transporte devido ao aumento

da vazão, apresentando uma tendência de carregar maiores porcentagens de finos para

regiões mais distantes ao longo da trajetória de fluxo. Com relação à concentração não foi

observada nenhuma tendência de comportamento relacionada à distribuição

granulométrica ao longo do depósito.

188

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50Distância ao ponto de descarga (m)

D10

(mm

)


0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50


D50

(mm

)


0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80


D90

(mm

)


Figura 8.19 – Variação das características granulométricas com a distância ao ponto de

descarga para uma vazão de aproximadamente 5 l/min.

189

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50

Distância ao ponto de descarga (m)

D10

(mm

)

MA - 2 (c=13,92% Qt=9,68 l/min)MA - 8 (c=8,84% Qt=9,26 l/min)MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50


D50

(mm

)


0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50


D90

(mm

)




190

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25


D10

(mm

)

MA - 3 (c=7,74%; Q=19,33 l/min)MA - 4 (c=14,04%; Q=19,20 l/min)MA - 5 (c=20,20% Qt=20,2 l/min)

,

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50


D50

(mm

)


,

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80


D90

(mm

)


,

Figura 8.21– Variação das características granulométricas com a distância ao ponto de


191

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25


D10

(mm

)


0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50


D50

(mm

)


0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80


D90

(mm

)



descarga para uma concentração de aproximadamente 8%.

192

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25


D10

(mm

)


0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50


D50

(mm

)


0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80


D90

(mm

)




193

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25


D10

(mm

)


,

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50


D50

(mm

)


,

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80


D90

(mm

)


,



194

KÜPPER (1991) relata o mesmo tipo de problema no estabelecimento de correlações entre

a variação da granulometria ao longo do depósito e os parâmetros iniciais de fluxo e

considera que esta dificuldade está relacionada ao grau de uniformidade dos materiais que

são normalmente utilizados nos aterros hidráulicos e possivelmente à perda de finos que

pode ocorrer durante o processo de transporte e deposição. KÜPPER (1991) apresenta

algumas disparidades com relação ao processo de segregação em suas simulações. Em

alguns casos simulados, os valores de D10, D50 e D90 tendem a aumentar levemente com

a distância. Embora considere este comportamento bastante atípico, as causas que geraram

esta tendência não foram identificadas.

Algumas explicações para as dispersões ou mesmo a presença de sedimentos em locais não

esperados podem estar relacionadas ao padrão de fluxo que é estabelecido na praia do

aterro hidráulico, formando meandros, canais, barreiras e pequenas ilhas. Estas feições,

como já descrito, tendem a impedir o processo normal de transporte, pela retenção de fluxo

e/ou sedimentos, ou mesmo pela aceleração do fluxo e aumento da capacidade de

transporte. Adicionalmente, a concentração de partículas mais grossas e/ou mais pesadas

em determinados locais do depósito tende a dificultar o movimento dos sedimentos

menores e/ou mais leves, bloqueando a passagem ou mesmo funcionando como um escudo

(“armouring”) sobre os sedimentos menores, mantendo-os em posições nem sempre

coerentes com a sua característica dentro do padrão convencional de transporte. Este fato

tende a justificar as diferenças encontradas nos resultados obtidos e reforça a idéia de que

o mecanismo de fluxo é fundamental na caracterização e quantificação do processo de

segregação.

Devido à particularidade do processo de segregação em função do peso, foram feitas

análises da massa específica dos grãos em relação ao ponto de descarga. As Figuras 8.25 a

8.30 mostram a variação da densidade das partículas sólidas (Gs) em função da distância

ao ponto de descarga para os diferentes valores de concentração e vazão adotados.

Verifica-se uma boa concordância com as proposições apresentadas a respeito da

segregação granulométrica. O valor de Gs tende a reforçar as considerações anteriores e

revela a grande particularidade do rejeito em relação ao processo convencional de

transporte de sedimentos. Como já mencionado nos capítulos anteriores, poucos estudos

têm sido apresentados considerando a não uniformidade dos sedimentos em relação ao

peso. Na maioria dos casos os sedimentos analisados apresentam as mesmas caraterísticas

195

mineralógicas e o processo de segregação refere-se, basicamente, à não uniformidade

granulométrica.

No caso do rejeito de Morro Agudo, a presença de cerca de 23% de minerais de ferro tende

a condicionar todo o processo de segregação. Pode-se considerar que a segregação

granulométrica é uma conseqüência da segregação por peso (tipo de mineral). Neste

sentido, a sensibilidade do equipamento desenvolvido e os parâmetros de descarga

utilizados foram fundamentais na caracterização deste tipo de comportamento, revelando

um fator importante na análise do comportamento do rejeito durante o processo de

transporte hidráulico.

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

0 0,5 1 1,5 2 2,5Distância ao ponto de descarga (m)

Gs

MA - 1 (c=8,90%; Q=4,80 l/min)

MA - 7 (c=13,12%; Q=5,92 l/min)

MA - 6 (c=20,38%; Q=5,92 l/min)

Figura 8.25 – Variação de Gs para Q=5 l/min e concentrações entre 5 e 20%.

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5


Gs

MA - 8 (c=8,84% Qt=9,26 l/min)

MA - 2 (c=13,92%; Q=9,68 l/min)

MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)

Figura 8.26 – Variação de Gs para Q=10 l/min e concentrações entre 5 e 20%.

196

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

0 0,5 1 1,5 2 2Distância ao ponto de descarga (m)

Gs

,5


Figura 8.27– Variação de Gs para Q=20 l/min e concentrações entre 5 e 20%.

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5


Gs


Figura 8.28 – Variação de Gs para c=8% e vazões entre 5 e 20 l/min.

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5


Gs

,5

MA - 7 (c=13,12%; Q=5,92 l/min)MA - 2 (c=13,92%; Q=9,68 l/min)

MA - 4 (c=14,04%; Q=19,20 l/min)


197

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5


Gs



As Figuras 8.25 a 8.30 mostram também a influência do valor da concentração e da vazão

no valor de Gs em relação ao ponto de descarga. Pode-se observar que o aumento da

concentração tende a diminuir a mobilidade das partículas ao longo da trajetória de fluxo,

principalmente considerando o movimento das partículas de quartzo. Assim, verifica-se

uma pequena redução no valor de Gs próximo ao ponto de descarga, provocado pela

permanência deste tipo de sedimento nesta região. Entretanto, nos pontos subsequentes, o

efeito inicial da concentração parece ter perdido sua influência, verificando-se algumas

dispersões. Este fato pode ser explicado pela mudança no esquema de transporte quando os

sedimentos entram em contato com a superfície do depósito, devido à ocorrência de uma

maior interação entre as camadas já depositadas e os sedimentos que são transportados.

A vazão de descarga parece ter pouca influência na variação de Gs e este fato pode estar

associado às baixas velocidades utilizadas nas simulações. Desta forma o valor de Gs

obtido nas simulações para diferentes valores de vazão não apresentaram nenhuma

tendência de variação. Acredita-se que a particularidade na composição mineralógica do

rejeito tenha dificultado o processo de seleção mais específico em função deste parâmetro.

Contudo, nota-se que para baixas velocidades de fluxo, o valor de Gs tende a se estabilizar

mais rapidamente para o valor de 2,65, correspondente ao solo sem partículas de ferro, do

que para altas vazões. Este fato enfatiza as considerações anteriores de que as baixas

velocidades tendem a manter as partículas de ferro mais próximas ao ponto de descarga.

Em resumo, nota-se claramente que o comportamento do rejeito com relação ao processo

de segregação é bastante atípico e a avaliação do Gs representa uma forma de justificar a

198

seleção que ocorre em função da densidade do grão. Assim observa-se que as partículas de

ferro mais finas e mais pesadas se concentram na região próxima ao ponto de descarga e o

quartzo mais grosso e mais leve tende a se depositar e/ou se deslocar até a porção média do

depósito. Na extremidade final do depósito, o processo volta a ocorrer convencionalmente

pelo tamanho, onde são encontradas as partículas da fração silte e argila.

Comprovando a hipótese da predominância de minerais de ferro nas regiões próximas ao

ponto de descarga foram feitas análises do teor de ferro nas amostras obtidas. A primeira

idéia era avaliar a porcentagem de ferro em cada amostra pela separação dos minerais

presentes no rejeito através de um processo de vibração na mesa Wilfler e/ou um processo

magnético usando o equipamento Franz. Entretanto, as características atípicas do rejeito

(Capítulo 6) dificultaram o processo de separação por estes dois métodos. A principal

dificuldade foi relacionada a presença de minerais de ferro aderidos às partículas de

quartzo que inviabilizaram as metodologias disponíveis, principalmente o processo de

separação magnética. É importante notar que a análise individual de cada tipo de

sedimento e a investigação mais precisa desta particularidade, apresentados na Capítulo 6,

originaram-se das dificuldades encontradas nas separações destes minerais em laboratório.

Assim, devido às dificuldades encontradas, optou-se por usar a equação proposta por

ESPÓSITO (2000) que relaciona a porcentagem de ferro com o valor da densidade das

partículas. Esta equação foi obtida a partir de análises de rotina para determinação do teor

de ferro realizadas na própria Mina de Morro Agudo e relacionadas com o valor de Gs

correspondente. Assim, a equação proposta por ESPÓSITO (2000) para o rejeito da Mina

de Morro Agudo e utilizada nas análises da determinação do teor de ferro é apresentada a

seguir:

%10050,2

60,2Fe s

−ρ= (8.1)

onde: Fe = porcentagem de partículas de ferro presentes no rejeito;

ρs = massa específica dos grãos.

Assim, a Equação 8.1 foi considerada na obtenção dos valores do teor de ferro

apresentados nas Figuras 8.31 a 8.36. Pode-se observar uma grande concentração de

199

partículas de ferro nos pontos próximos à descarga, mostrando uma relação direta do teor

de ferro com o valor de Gs. De uma forma geral, o teor de ferro próximo ao ponto de

descarga se manteve entre 40 e 70% (média de 60%) para maioria dos casos analisados.

Algumas reduções no valor do teor de ferro poderiam estar associadas às diferenças no

valor da vazão e/ou a presença de alguns grãos de quartzo com incrustações de ferro

alterando o valor global de Gs.

As considerações feitas para os valores de Gs podem ser extrapoladas para as análises do

teor de ferro devido a dependência entre estes dois parâmetros. Assim, analisando o efeito

da vazão e da concentração com relação a variação do teor de ferro, observa-se a mesma

tendência apresentada para o valor de Gs.

0

10

20

30

40

50

60

70

80


Teor

de

Ferr

o (%

)

MA - 1 (c=8,90%; Q=4,80 l/min)MA - 7 (c=13,12%; Q=5,92 l/min)

MA - 6 (c=20,38%; Q=5,92 l/min)

Figura 8.31 – Variação do teor de ferro para Q=5 l/min e concentrações entre 5 e 20%.

0

10

20

30

40

50

60

70

80


Teor

de

Ferr

o (%

)

,5

MA - 8 (c=8,84% Qt=9,26 l/min)

MA - 2 (c=13,92%; Q=9,68 l/min)

MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)

Figura 8.32 – Variação do teor de ferro para Q=10 l/min e concentrações entre 5 e 20%.

200

0

10

20

30

40

50

60

70

80


Teor

de

Ferr

o (%

)

MA - 3 (c=7,74%; Q=19,33 l/min)

MA - 4 (c=14,04%; Q=19,20 l/min)

MA - 5 (c=20,20%; Q=20,20 l/min)

Figura 8.33– Variação do teor de ferro para Q=20 l/min e concentrações entre 5 e 20%.

0

10

20

30

40

50

60

70

80


Teor

de

Ferr

o (%

)

,5

MA - 1 (c=8,90%; Q=4,80 l/min)

MA - 8 (c=8,84% Qt=9,26 l/min)

MA - 3 (c=7,74%; Q=19,33 l/min)

Figura 8.34 – Variação do teor de ferro para c= 8% e vazões entre 5 e 20 l/min.

0

10

20

30

40

50

60

70

80


Teor

de

Ferr

o (%

)


Figura 8.35– Variação do teor de ferro para c=14% e vazões entre 5 e 20 l/min.

201

0

10

20

30

40

50

60

70

80


Teor

de

Ferr

o (%

)

,5

MA - 6 (c=20,38%; Q=5,92 l/min)

MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)

MA - 5 (c=20,20%; Q=20,20 l/min)

Figura 8.36 – Variação do teor de ferro para c=20% e vazões entre 5 e 20 l/min.

Embora sem fornecer dados muito precisos em relação às variações destes parâmetros em

função da vazão e concentração, a importância destas considerações refere-se à

caracterização do mecanismo de seleção predominante, no caso do rejeito, o peso da

partícula. Assim, uma importante tendência a ser analisada é a variação da densidade das

partículas ao longo da trajetória de fluxo juntamente com o tamanho da partícula. Além

disto, os efeitos da densidade das partículas tende a afetar fortemente a densidade do

depósito e consequentemente alterar significativamente seu comportamento geotécnico.

8.5. DENSIDADE

Considerando que a densidade é um parâmetro importante na avaliação do comportamento

geotécnico dos aterros hidráulicos, foi realizada uma avaliação do valor da densidade ao

longo do depósito obtido nas simulações no ESDH. Neste contexto, a densidade foi

determinada em vários pontos ao longo do depósito de modo a verificar a tendência deste

tipo de parâmetro com a distância ao ponto de descarga. As Figuras 8.37 a 8.42 mostram a

variação da massa específica seca (ρd) com a distância ao ponto de descarga. A partir

destas figuras pode ser observado um considerável aumento do valor da massa específica

seca próximo ao ponto de descarga, coincidindo com a região de maior concentração de

partículas de ferro.

De uma forma geral o valor de ρd tende a ser bastante alto no início do depósito tendendo

a estabilizar em valores próximos a 1,7 g/cm3 em direção à extremidade final do depósito.

202

Os resultados obtidos não revelam uma tendência clara de variação de ρd com a vazão e a

concentração, embora verifique uma leve tendência da densidade aumentar com o aumento

da vazão e decrescer com o aumento da concentração. Este tipo de consideração foi

também apresentado por KÜPPER (1991) e FERREIRA et al. (1980), entretanto ambos

trabalhos ressaltam as dificuldades associadas a determinação da densidade e as dispersões

encontradas ao analisar estes parâmetros.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0


d (g/

cm3 )

MA - 1 (c=8,90%; Q=4,80 l/min)

MA - 7 (c=13,12%; Q=5,92 l/min)

MA - 6 (c=20,38%; Q=5,92 l/min)

Figura 8.37 – Variação de ρd para Q=5 l/min e concentrações entre 5 e 20%.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0


,5

d (g/

cm3 )

MA - 8 (c=8,84% Q=9,26 l/min)

MA - 2 (c=13,92%; Q=9,68 l/min)

MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)


203

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0


,5

d (g/

cm3 )

MA - 3 (c=7,74%; Q=19,33 l/min)

MA - 4 (c=14,04%; Q=19,20 l/min)

MA - 5 (c=20,20%; Q=20,20 l/min)


0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0


,5

d (g/

cm3 )

MA - 1 (c=8,90%; Q=4,80 l/min)

MA - 8 (c=8,84% Q=9,26 l/min)

MA - 3 (c=7,74%; Q=19,33 l/min)

Figura 8.40 – Variação de ρd para c=8% e vazões entre 5 e 20 l/min.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0


d (g/

cm3 )

MA - 7 (c=13,12%; Q=5,92 l/min)

MA - 2 (c=13,92%; Q=9,68 l/min)

MA - 4 (c=14,04%; Q=19,20 l/min)


204

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0


d (g/

cm3 )

MA - 6 (c=20,38%; Q=5,92 l/min)

MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)

MA - 5 (c=20,20%; Q=20,20 l/min)


KÜPPER (1991) estabelece uma simplificação tentando estabelecer um valor médio da

densidade para os depósitos obtidos em suas simulações. Contudo, este tipo de

simplificação não parece adequada à realidade dos aterros hidráulicos em que a densidade

apresenta um importante padrão de variação ao longo da distância. O estabelecimento de

um valor médio para todo o depósito poderia acarretar grandes erros na determinação e

avaliação dos parâmetros geotécnicos associados a este tipo de depósito, já que existe um

grande variabilidade estrutural, principalmente, entre a porção inicial e final da praia.

Adicionalmente foi realizada a avaliação do valor da porosidade ao longo do depósito,

sendo obtido os valores da porosidade para cada ponto amostrado ao longo do canal do

ESDH. As Figuras 8.43 a 8.48 mostram a variação da porosidade com a distância ao ponto

de descarga para os diferentes valores de vazão e concentração utilizados. Observa–se uma

tendência de aumento da porosidade com o aumento da distância ao ponto de descarga.

Desta forma, a porção inicial do depósito apresenta, além de partículas mais densas, um

baixo índice de vazios, representando certamente a região mais estável do depósito. Pode-

se considerar que além da influência do mecanismo de transporte, as características dos

minerais de ferro favoreceram a este tipo de configuração. Uma situação oposta ocorre na

porção final do depósito, onde a configuração do fluxo e as características dos sedimentos

que atingiram esta parte do depósito condicionaram a formação de camadas mais fofas.

Este fato é facilmente visualizado em todas as curvas apresentadas.

205

0

10

20

30

40

50

60


n (%

)

MA - 1 (c=8,90%; Q=4,80 l/min)

MA - 7 (c=13,12%; Q=5,92 l/min)

MA - 6 (c=20,38%; Q=5,92 l/min)

Figura 8.43 – Variação da porosidade para Q=5 l/min e concentrações entre 5 e 20%.

0

10

20

30

40

50

60


n (%

)

,5

MA - 8 (c=8,84% Q=9,26 l/min)

MA - 2 (c=13,92%; Q=9,68 l/min)

MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)


0

10

20

30

40

50

60


n (%

)

MA - 3 (c=7,74%; Q=19,33 l/min)

MA - 4 (c=14,04%; Q=19,20 l/min)

MA - 5 (c=20,20%; Q=20,20 l/min)


206

0

10

20

30

40

50

60


n (%

)

,5

MA - 1 (c=8,90%; Q=4,80 l/min)

MA - 8 (c=8,84% Q=9,26 l/min)

MA - 3 (c=7,74%; Q=19,33 l/min)

Figura 8.46 – Variação da porosidade para c=8% e vazões entre 5 e 20 l/min.

0

10

20

30

40

50

60


n (%

)

MA - 7 (c=13,12%; Q=5,92 l/min)

MA - 2 (c=13,92%; Q=9,68 l/min)

MA - 4 (c=14,04%; Q=19,20 l/min)


0

10

20

30

40

50

60


n (%

)

,5

MA - 6 (c=20,38%; Q=5,92 l/min)

MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)

MA - 5 (c=20,20%; Q=20,20 l/min)


207

Os valores de concentração e vazão adotados não indicaram nenhuma tendência

significativa no valor das porosidade obtidas. É importante notar, que embora tenham sido

tomados todos os cuidados relacionados à determinação da densidade, este tipo de

parâmetro é bastante sensível aos processos de amostragem. Alguns estudos foram

realizados junto ao GeoDelft, na Holanda no sentido de obter medidas mais precisas do

valor da densidade dos aterros arenosos. Ensaios realizados com o mini-cone elétrico, em

depósitos arenosos na Holanda mostraram a viabilidade deste tipo de equipamento na

determinação da densidade no campo em depósitos no laboratório. Infelizmente, o tempo

necessário para aquisição deste equipamento inviabilizou sua utilização nas avaliações da

densidade no ESDH.

Em resumo, verifica-se que a vazão e a concentração tendem a alterar de forma

significativa o comportamento dos depósitos construídos hidraulicamente. De uma forma

geral, a geometria do depósito se mostrou totalmente dependente destes parâmetros. Os

valores da densidade das partículas e da porosidade não mostraram uma tendência clara

com a vazão e concentração, mas apresentaram um perfil de variação ao longo do

depósito. Assim, um ponto adicional a ser considerado a respeito desta tendência estaria na

possibilidade da avaliação do volume de material acumulado no depósito pela análise

conjunta de Gs, porosidade e geometria. Neste contexto, poder-se-ia determinar a vida útil

da barragem.

8.6. COMPARAÇÕES COM ALGUNS RESULTADOS DE CAMPO

Embora conhecendo as limitações relativas aos efeitos de escala do modelo de simulação

proposto, tentou-se estabelecer alguns correlações entre as simulações realizadas e os

dados oriundos do campo. É importante notar que este tipo de consideração objetiva

fornecer uma idéia geral do comportamento do aterro a partir de correlações qualitativas.

Sabe-se, como descrito na própria concepção do modelo, que qualquer tipo de

extrapolação quantitativa necessitaria um maior rigor de escala entre os dois sistemas.

Neste contexto, foram realizadas algumas comparações com os valores do teor de ferro e

porosidades obtidos nas campanhas de campo realizadas por ESPÓSITO (2000) e algumas

avaliações da massa específica em campanhas de controle de densidade da pilha de rejeito

em julho de 1996 e 1997 (ESPÓSITO & ASSIS, 1997).

208

Com relação aos dados obtidos por ESPÓSITO (2000) pode-se observar a mesma

tendência apresentada nas simulações em laboratório, em que o teor de ferro tende a ser

maior nas regiões próximas ao ponto de descarga e tendendo a decrescer em direção ao

final do depósito (Figura 8.49). Nota-se, entretanto, que o teor de ferro obtido nos ensaios

realizados por ESPÓSITO (2000) são levemente inferiores aos obtidos nas simulações em

laboratório. Contudo estas diferenças podem estar relacionadas às variações iniciais no

teor de ferro do rejeito, função do processo de beneficiamento.

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

0 10 20 30 40 50 6Distância ao ponto de descarga (m)

Teor

de

Ferr

o (%

)

0

Pilha do Monjolo (MA) - Espósito (2000)

Figura 8.49 – Variação do teor de ferro ao longo depósito no campo (modificado –

ESPÓSITO, 2000).

Os valores de porosidade obtidos por ESPÓSITO (2000) mantiveram-se na mesma ordem

de grandeza que os obtidos no ESDH (Figura 8.50). A tendência de variação da porosidade

no campo foi semelhante a encontrada nas simulações em laboratório, isto é, a porosidade

tende a crescer com o aumento da distância ao ponto de descarga.

Outro tipo de comparação foi realizada baseada no valor da massa específica seca obtida

em outras duas campanhas de campo. A determinação da massa específica “in situ”

baseou-se no método do frasco de areia NBR7185 (ABNT, 1986), ensaio de rotina na

Mina de Morro Agudo. A Figura 8.51 mostra os resultados obtidos nestas campanhas

juntamente com os dados oriundos das simulações no ESDH.

209

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

0 10 20 30 40 50 6Distância ao ponto de descarga (m)

n (%

)

0

Pilha do Monjolo (MA) - Espósito (2000)

Figura 8.50 – Variação da porosidade ao longo depósito no campo (modificado –

ESPÓSITO, 2000).

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Distância ao ponto de descarga (m) - Laboratório

d (g

/cm

3)

0 50 100 150 200 250Distância ao ponto de descarga (m) - Campo

MA - 8 (c=8,84% Q=9,26 l/min)MA - 2 (c=13,92%; Q=9,68 l/min)MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)Pilha Monjolo (MA) - 07/96 (Q = 7633,33 l/min)Pilha Monjolo (MA) - 07/99 (Q = 7633,33 l/min)

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 0,5 1 1,5 2 2Distância ao ponto de descarga (m) - Laboratório

,5

d (g

/cm

3)


MA - 6 (c=20,38%; Q=5,92 l/min)MA - 9 (c=19,65%; Q=9,35 l/min)MA - 5 (c=20,20%; Q=20,20 l/min)Pilha Monjolo (MA) - 07/96 (Q = 7633,33 l/min)Pilha Monjolo (MA) - 07/99 (Q = 7633,33 l/min)

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 0,5 1 1,5 2 2,5Distância ao ponto de descarga (m) - Laboratório

d (g/

cm3 )



0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 0,5 1 1,5 2 2Distância ao ponto de descarga (m) - Laboratório

,5

d (g

/cm

3)



0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0


d (g

/cm

3)



0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0


d (g/

cm3 )


MA - 1 (c=8,90%; Q=4,80 l/min)MA - 8 (c=8,84% Q=9,26 l/min)MA - 3 (c=7,74%; Q=19,33 l/min)Pilha Monjolo (MA) - 07/96 (Q = 7633,33 l/min)Pilha Monjolo (MA) - 07/99 (Q = 7633,33 l/min)

Figura 8.51 – Comparação entre os valores de ρd obtidos na Pilha do Monjolo em 07/99 e

os valores obtidos nas simulações em laboratório.

210

Analisando estas figuras pode–se observar uma estreita correspondência entre as duas

simulações. A ordem de grandeza e a tendência de variação da massa específica com a

distância se mostraram bastante semelhantes. Contudo, este tipo de consideração deve ser

analisada com reservas. Na realidade os dados revelam um excelente correspondência, mas

qualquer consideração a respeito de quantificar os dados a partir destes tipos de simulações

seria ainda prematuro.

É importante considerar que a adoção da escala entre as distâncias no campo e no

laboratório numa proporção de 100 vezes, não obedeceu nenhum formalismo de escala,

sendo este valor adotado devido a sua adequabilidade à realidade das comparações.

Qualquer tipo de consideração a respeito deste valor, como a escala formal entre o modelo

e o sistema de campo poderia incorrer em erros em função da outras variáveis presentes no

fenômeno e que não obedecem este mesmo padrão de redução. Assim ressalta-se o caráter

puramente geométrico das comparações e os dados devem ser analisados como um padrão

global de comportamento, concordando com as proposições básicas de concepção do

modelo baseadas no princípio da semelhança proposto por HOOKE (1968).

Outros tipos de aproximação entre os sistemas de campo e laboratório são reportados na

literatura. O estudos apresentados por BLIGHT (1987 e 1994) apresentam comparações

diretas entre os valores da inclinação do perfil típico no campo nas simulações em

laboratório. KÜPPER (1991) também apresenta comparações entre os dois sistemas,

relatando inclusive as dificuldades associadas neste tipo de abordagem. KÜPPER (1991)

estabelece dados baseados na normalização das distâncias ao invés de tentar estabelecer

um fator de escala geométrica. DE GROOT et al. (1988) e WINTERWERP et al. (1990)

buscam estabelecer correlações entre campo laboratório baseados na semelhança do

fenômeno físico e tentam extrapolar as formulações obtidas para o sistema de campo.

Neste contexto, observa-se que o objetivo básico destas diferentes comparações é mostrar

que embora com limitações relativas aos formalismo das teorias de modelagem física, os

ensaios de simulação em laboratório são capazes de fornecer subsídios para a previsão de

parâmetros e características de comportamento dos aterros hidráulicos.

211

CAPÍTULO 9

CONCLUSÕES

9.1. CONCLUSÕES GERAIS

Os aterros hidráulicos são de grande importância para os processos de disposição de

rejeitos. Embora possam também ser relacionados a outros tipos de estruturas como diques

de contenção, ilhas artificiais, etc., a utilização dos aterros hidráulicos na construção de

barragens de rejeitos é muito atrativa devido as suas vantagens práticas e econômicas. No

caso específico da disposição de rejeitos, a grande vantagem desta técnica está na

utilização do material na forma de lama, coincidente com a forma que o rejeito é liberado

do processo de separação do minério.

Apesar de apresentar estas grandes vantagens, vários aspectos relacionados aos aterros

hidráulicos não são bem entendidos, incluindo o mecanismo de deposição e a real

influência dos parâmetros que afetam a formação dos depósitos. Em geral, os projetos de

aterros hidráulicos tendem a ser bastante limitados e realizados de forma quase aleatória, o

que resulta em estruturas de baixa qualidade e pouco seguras.

No caso específico de barragens de rejeitos, o método de montante é o mais utilizado pelas

maioria das mineradoras devido principalmente à sua vantagem econômica. Entretanto,

pela sua própria característica construtiva o método de montante é considerado susceptível

a instabilidades. Os problemas deste método estão relacionados às características com que

o rejeito é depositado e pela deficiência de dados e metodologias de controle dos processos

de descarga. Assim, considerando a aplicabilidade do método de montante seria

importante definir uma metodologia de controle que pudesse assegurar a qualidade destas

estruturas e torná-las mais seguras. Estas considerações poderiam ser extendidas para

outros métodos já que o completo entendimento dos mecanismos de deposição estaria

relacionado a todos os tipos de projeto envolvendo os aterros hidráulicos.

212

Neste contexto, um estudo experimental foi desenvolvido objetivando investigar os

mecanismos de deposição e a sua influência nas propriedades geotécnicas do aterro. Os

parâmetros avaliados foram a vazão e a concentração da mistura, sendo estabelecida uma

caracterização do depósito em função destes parâmetros. Alguns estudos de campo foram

incorporados nas análises, estabelecendo-se comparações qualitativas entre as simulações

de laboratório e as realizadas no campo.

Observa-se que os ensaios de simulação de deposição hidráulica foram desenvolvidos

principalmente para prover um suporte teórico ao projeto dos aterros hidráulicos. Assim é

importante notar que os dados obtidos a partir deste tipo de ensaio podem dar subsídios à

análise do comportamento deste tipo de estrutura no campo. O maior desafio relacionado a

esta simulação em laboratório tem sido a extrapolação direta dos dados para o campo

devido à falta de controle das variáveis de campo e aos problemas de escala. Contudo,

analisando os parâmetros obtidos a partir dos ensaios de simulação hidráulica (ESDH),

pode-se avaliar sua importância na análise qualitativa do comportamento dos aterros

hidráulicos, principalmente na caracterização do fenômeno de deposição e da sua

influência no comportamento do depósito. Observa-se que a interação entre a Hidráulica

do Transporte de Sedimentos e a Geotecnia foi fundamental na avaliação do

comportamento dos aterros hidráulicos.

Os resultados obtidos a partir das simulações realizada no ESDH encontram-se em

consonância com a maioria dos estudos realizados e reportados na literatura. O talude

obtido é côncavo e de baixa inclinação, apresentando variações durante o processo de

deposição até atingir uma condição de equilíbrio (BLIGHT, 1994) que irá condicionar o

processo de deposição. Verificou-se que qualquer alteração no regime de fluxo ou na

concentração da lama irá provocar alterações na configuração da camada devido,

principalmente, à predominância do efeito de erosão ou aumento do processo de

deposição. Com isto, observou-se também que o talude formado foi influenciado pelos

parâmetros de descarga, sendo que de uma maneira geral, a inclinação do talude tendeu a

decrescer com o aumento da vazão e crescer com o aumento da concentração.

A concavidade do perfil obtido para a maioria dos ensaios foi baixa, sendo evidenciada

pela análise dos valores de n e b relativos às equações do perfil típico propostas por

213

MELENT’EV et al. (1973) e SMITH et al. (1984), respectivamente. Assim os valores

destes parâmetros variaram entre 1,5 e 2,3, evidenciando também uma pequena variação

na configuração do perfil entre as regiões inicial e final do depósito. Este fato revela a

uniformidade do rejeito em relação à granulometria, pois a presença de partículas grossas

localizadas em regiões específicas do depósito tendem a aumentar a inclinação do talude.

A baixa curvatura também indica que a presença de partículas de ferro no rejeito não

mudou a configuração do talude na região inicial do depósito, local de maior concentração

deste tipo de partículas. Neste caso, a presença de minerais mais densos não alterou a

geometria do depósito, mostrando que a densidade das partículas parece não afetar o perfil

do aterro.

Com relação ao processo de segregação, o depósito formado no ESDH tendeu a apresentar

um padrão de segregação atípico, influenciado pelo peso das partículas. A presença de

minerais de ferro mais densos em relação aos outros minerais constituintes do rejeito

condicionou todo o processo de segregação. Desta forma, observou-se em todos os

depósitos analisados uma predominância de partículas mais grossas na porção central do

depósito e as partículas mais finas se localizaram nas extremidades. Na parte próxima ao

ponto de descarga observou-se que as partículas finas eram correspondentes aos minerais

de ferro e as localizadas na parte central eram predominantemente grãos de quartzo. Esta

consideração foi confirmada pela análise dos valores da densidade dos grãos e do teor de

ferro ao longo do depósito. Assim, verificou-se que as maiores porcentagens de partículas

de ferro estavam concentradas na parte inicial do depósito sendo responsáveis pela

elevação do valor de Gs correspondente a esta região. Assim as partículas de ferro menores

que as partículas de quartzo tenderam a se concentrar na região próxima a descarga devido

a sua densidade.

Conclui-se assim que no caso do rejeito estudado a densidade das partículas condicionou

todo o processo de segregação. Este tipo de análise apresenta uma característica importante

na avaliação do comportamento dos aterros hidráulicos, principalmente por que a

segregação tende a alterar as propriedades geotécnicas do aterro. Neste sentido seria

importante incorporar este tipo de análise no processo de disposição de rejeitos no campo,

em vista da variabilidade granulométrica que ele pode gerar. Esta consideração torna-se

também importante nos processos convencionais de separação das partículas de rejeitos em

que a densidade da partícula nem sempre é avaliada. Neste caso seria importante alertar

214

para uso convencional de hidociclones onde a separação do material é normalmente

atribuída ao tamanho da partícula. Em rejeitos como o estudado nesta pesquisa, contendo

partículas de densidades diferentes, este fenômeno pode prejudicar a eficiência do

hidrociclone. Onde o “underflow” pode conter partículas mais pesadas e não

necessariamente de tamanho maior. Assim, no caso dos rejeitos pode-se garantir que a

densidade das partículas é um fator extremamente relevante no processo de segregação.

A densidade do depósito também foi avaliada. Observou-se também que as características

de fluxo e o próprio processo de segregação tenderam a alterar o valor densidade ao longo

do depósito. De uma forma geral o depósito tendeu a apresentar altos valores de massa

específica seca perto do ponto de descarga e tendendo a decrescer para um valor

assintótico em direção a extremidade final do depósito. Os altos valores deste parâmetro

estão associados à presença de minerais de ferro nas regiões próximas ao ponto de

descarga. Embora apresentando uma tendência de variação ao longo do depósito, a

densidade não mostrou uma nítida correlação com os parâmetros de fluxo. Percebe-se

apenas uma leve tendência da densidade decrescer com o aumento da concentração em

algumas simulações. Observa-se que a determinação da densidade in situ é bastante crítica,

podendo influenciar os resultados e assim justificar estas possíveis dispersões.

Analisando as porosidades obtidas nos depósitos nas simulações realizadas, observou-se

que porosidade foi mais baixa na região próxima ao ponto de descarga tendendo a

aumentar em direção à porção final do canal. A avaliação da porosidade se torna muito

interessante na previsão das características de resistência do depósito, além de possibilitar

correlações com o volume de material depositado e com a geometria da praia.

Com relação aos mecanismos de transporte e formação dos aterros hidráulicos, observa-se

uma completa dependência entre os parâmetros obtidos e as características de deposição

que ocorre na superfície do aterro. Estes mecanismos são influenciados pelas diversas

variáveis que atuam no processo e agem durante a formação dos aterros. De uma forma

geral, estes mecanismos tendem a causar uma grande variabilidade nos depósitos formados

e está associada a diferentes fatores:

fatores externos relativos às características do processo de deposição, como a

velocidade de descarga, vazão e concentração da lama ou mistura, e a altura e

inclinação do canhão de lançamento;

215

fatores internos relativos à mistura (polpa), relacionados pelas características dos

grãos, densidade e viscosidade do fluido;

fatores relacionados à interação entre as camadas e o processo de intercâmbio,

caracterizados pela forma do leito, concentração da camada de leito e de intercâmbio,

rugosidade e espessura da camada de intercâmbio.

Com isto, conclui-se que o mecanismo de deposição é bastante complexo e apresenta

diferentes características que podem alterar significativamente o comportamento do

depósito. Além disso, no caso do rejeito estudado, as características das partículas

tenderam a aumentar ainda mais a complexidade do processo de formação do depósito.

Uma ênfase pode ser dada a característica particular de alguns grãos de quartzo contendo

partículas de ferro encontrados no rejeito, além da própria porcentagem de minerais de

ferro alterando todo o mecanismo de deposição no rejeito.

Durante esta pesquisa percebeu-se a importância das simulações de laboratório no sentido

de avaliar os mecanismos de transporte e deposição que ocorrem nos aterros hidráulicos

aplicados a barragens de rejeitos. Conhecia-se a priori a complexidade deles, mas a

caracterização foi possível pela análise dos processo de deposição no ESDH. Este fato

revela a grande aplicabilidade das simulações em laboratório na avaliação deste tipo de

mecanismos e interações.

De uma forma geral o desempenho do equipamento mostrou-se satisfatório à realidade da

pesquisa proposta, embora algumas modificações possam ser incorporadas ao equipamento

de modo a facilitar a execução e aprimorar a qualidade dos ensaios. Outro ponto a ser

considerado refere-se a sua aplicabilidade direta à realidade de campo. É clara a

possibilidade de correlações, mas uma extrapolação direta de dados usando este tipo de

simulação ainda pode ser considerada prematura, devido às dificuldades associadas às

diferenças nas escalas entre os dois sistemas. Além disso, a variabilidade e a falta de

controle dos parâmetros de campo tem dificultado muito as possíveis comparações

esperadas.

Em resumo, verifica-se que a vazão e a concentração tendem a alterar de forma

significativa o comportamento dos depósitos construídos hidraulicamente influenciando de

forma significativa as propriedades do aterro formado. A geometria do depósito se mostrou

216

completamente dependente da vazão e da concentração. Os valores da densidade das

partículas e da porosidade, embora não tendo mostrado uma tendência de variação clara

com a vazão e concentração, apresentaram um perfil de variação bastante característico ao

longo do depósito. Neste contexto, uma consideração importante poderia ser feita com

relação a avaliação do volume de material acumulado no depósito pela análise conjunta

dos valores de Gs, porosidade e geometria e determinar a vida útil do depósito.

Na tentativa de avaliar matematicamente o processo de deposição nas simulações em

laboratório foi proposto um modelo matemático visando descrever principalmente o

processo de segregação que ocorria devido à presença de diferentes tipos de sedimentos. O

modelo matemático apresentado representa uma complementação dos estudos de

laboratório. No entanto, este tipo de estudo encontra-se numa fase inicial principalmente

devido às dificuldades relacionadas a este tipo de simulação e à completa adequabilidade à

realidade do processo de deposição aplicado à disposição de rejeitos. Estas dificuldades

estão associadas a uma realidade bastante distinta das análises clássicas do transporte de

sedimentos, principalmente devido à presença de dois ou mais tipos de sedimentos

bastante distintos sob o ponto de vista da densidade. Assim, as análises deste processo

tem-se mostrado muito complexas sob um ponto de vista da Hidráulica de Sedimentos,

revelando até mesmo um pioneirismo em relação aos estudos convencionais de transporte

de sedimentos em que o tamanho da partícula é o único parâmetro relevante na maioria das

análises já desenvolvidas.

As limitações impostas devido às simplificações e o próprio caráter preliminar das

investigações dificultaram a obtenção de conclusões mais efetivas a respeito das

simulações realizadas. Mas mesmo assim, pode-se considerar que este tipo de investigação

corresponde a um avanço no sentido de avaliar o processo de transporte que ocorre durante

a deposição de rejeitos, devido a presença de mais de um tipo de sedimento com

densidades diferentes.

9.2. SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS

As conclusões obtidas anteriormente revelaram a complexidade das análises envolvendo a

caracterização e avaliação do comportamento dos aterros hidráulicos. Observa-se que o

equipamento desenvolvido apresentou uma grande aplicabilidade na avaliação dos

217

parâmetros que afetam o processo de deposição hidráulica e as análises realizadas

forneceram subsídios para avaliar estas estruturas sob o ponto de vista geotécnico.

Contudo sabe-se que muitos aspectos podem ser mais detalhadamente investigados

contribuindo para um melhor entendimento do processo de formação dos aterros

hidráulicos, principalmente aplicado à barragens de rejeitos.

Embora o equipamento de simulação de deposição hidráulica tenha apresentado um

desempenho satisfatório, sugere-se a implementação de equipamentos mais precisos de

medição, principalmente relacionados ao controle da vazão de descarga. Adicionalmente,

propõe-se também a utilização de equipamentos de avaliação da densidade no ESDH

visando contornar as dificuldades associadas à determinação da densidade dos solos

arenosos. Assim, sugere-se a utilização do mini-cone para avaliação da densidade no

ESDH.

Com relação a caracterização do processo de deposição para diferentes tipos de

sedimentos, sugere-se o uso de esferas plásticas com diferentes densidades, de forma a

caracterizar melhor este parâmetro. Mantendo as características básicas dos sedimentos

(tamanho, rugosidade, forma etc) e variando somente a densidade poder-se-ia obter a real

influência da densidade das partículas no processo de transporte e segregação hidráulica.

Adicionalmente, propõe-se a realização de ensaios com partículas de areia pura visando

analisar a influência dos parâmetros de fluxo no comportamento do depósito formado,

evitando que o efeito da densidade das partículas perturbe os resultados. Este tipo de

sugestão poderia auxiliar na melhoria da qualidade dos sistemas de controle e medição do

ESDH e poderia também fornecer subsídios para o estabelecimento de formulações e

parâmetros aplicados ao modelo matemático.

Para a avaliação das propriedades das partículas constituintes do rejeito, propõe-se a

realização de ensaios de caracterização individual das partículas, visando estudar métodos

alternativos e eficazes de separação. Com a individualização das partículas poder-se-ia

obter dados mais precisos a respeito das características de cada uma delas e quantificar sua

influência na composição do rejeito e, consequentemente, no processo de deposição

hidráulica. No caso específico das partículas mistas de quartzo e ferro encontradas no

rejeito, sugere-se quantificar os efeitos das incrustações de ferro verificando as alterações

218

na massa específica da partícula, no formato do grão, rugosidade, etc. e sua real

interferência no processo de segregação.

Em relação às avaliações de campo, sugere-se a realização de campanhas de avaliação da

densidade campo, mas associadas aos parâmetros de descarga, objetivando verificar a

influência destes parâmetros no comportamento do aterro formado. Neste caso seria

importante estabelecer critérios de controle da vazão e concentração da lama.

No caso do modelo matemático, o mais importante seria fornecer parâmetros que

pudessem auxiliar no estabelecimento da equação de controle associada ao cálculo da

porcentagem acumulada na camada. Neste sentido, propõe-se a realização de ensaios

adicionais de simulação no ESDH visando obter dados para o estabelecimento desta

formulação e verificar quais os parâmetros que tendem a condicionar o processo de

segregação. Além disso, seria importante implementar o modelo para a avaliação do

processo de segregação longitudinal

219

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APÊNDICE A

DESCRIÇÃO DO EQUIPAMENTO E PROCEDIMENTO DE ENSAIO A.1 – EQUIPAMENTO DE SIMULAÇÃO DE DEPOSIÇÃO HIDRÁULICA O equipamento desenvolvido neste trabalho consiste basicamente de uma calha de deposição acoplada a um sistema de alimentação de lama e na extremidade final um sistema de drenagem, responsável pela extravasão de água oriunda do processo de descarga. O canal (Figuras A.1 e A.2) tem 6,0 m de comprimento, 0,4 m de largura e 1,0 m de profundidade. As paredes do canal são de vidro temperado de 10 mm de espessura sustentados por perfis metálicos de 5 cm de largura formando quadros de 1m2. As placas de vidro são fixadas e seladas com silicone. A base do canal é constituída por uma chapa metálica de 5 mm de espessura protegida com uma camada de tinta Epoxi. Os detalhes da estrutura do canal são aprestados na Figuras A.3 até A.6. O canal esta apoiado sobre uma viga metálica treliçada que garante a sustentação do canal. Esta treliça foi construída com chapa de aço dobrada de 5 mm de espessura e seção retangular vazada de 10x5 cm. Os detalhes desta estrutura estão apresentados nas Figuras A.7 e A.8. Toda esta estrutura se apoia diretamente numa base triangular de 50 cm localizada na extremidade final do canal e na parte inicial o sistema de apoio se faz na estrutura de sustentação do reservatório superior provendo o equilíbrio global da estrutura. Elevando o ponto de apoio do canal localizado nesta estrutura é possível altera a inclinação global do canal de deposição. É importante considerar que cada painel de 1 m2 de vidro e a correspondente estrutura metálica podem ser removidos ou mesmo pode-se adicionar outros painéis e aumentar o comprimento do canal, através da adição destes módulos. O sistema de alimentação é formado por três reservatórios cilíndricos. O primeiro com capacidade de 500 l é utilizado para abastecimento de água durante a preparação da mistura. O segundo localizado no nível do chão recebe inicialmente o rejeito seco e em seguida a água necessária a obtenção da concentração. Este reservatório é dotado de um sistema de mistura a ser detalhado a seguir, acionado imediatamente a pós adição da água e rejeito. A transferência da lama para o reservatório superior e feita através de uma bomba de 1 CV especialmente projetada para bombeamento de misturas de sólidos e água. O reservatório superior e também denominado reservatório principal é também dotado pelo mesmo sistema de mistura que mantém a concentração constante durante todo o ensaio. A manutenção da concentração neste dois reservatórios é auxiliada pelo sistema de recirculação provocado pelo sistema de bombeamento e extravasão da mistura no reservatório superior através de tubulações que mantém o nível d’água constante. As tubulações utilizadas neste sistema de recirculação são tubos de PVC rígido de 2” e válvulas de esfera de PVC. Os detalhes deste sistema estão apresentados na Figura A.9. O sistema de descarga no canal é feito através de tubos de PVC de 1 ½” que direcionam o fluxo diretamente a um dispositivo de descarga (controlador de fluxo) que mantém o fluxo de

sedimentos paralelo às paredes do canal. Antes da descarga no controlador de fluxo foram instaladas duas válvulas que possibilitam a verificação da vazão da lama e restringem a velocidade de entrada de lama no canal (Figura A.10). O controlador de fluxo foi projetado exclusivamente para este tipo de ensaio e visa basicamente a minimização do efeito das paredes do canal durante o processo de deposição. Este controlador foi baseado na proposta inicial apresentada no equipamento desenvolvido por KÜPPER (1991) na Universidade Alberta, Canadá. Este controlador tem aproximadamente 38 cm de largura apresentando na sua extremidade final três palhetas que direcionam o fluxo na direção paralela ao canal. Este controlador foi construído com acrílico transparente de modo a visualizar o desempenho do fluxo durante a realização do ensaio. Na extremidade de saída do fluxo do controlador foi instalado um dispositivo capaz de diminuir ou aumentar a seção de saída de fluxo do controlador possibilitando uma variação na velocidade de saída do fluxo de material. O sistema de ligação entre a tubulação e o controlador é feito através de um funil que possibilita a coleta de todo material a ser descarregado e facilita a entrada do tubo de descarga na sua base durante o movimento de ascensão do controlador de fluxo durante o período de realização do ensaio. A finalidade do funil é garantir a entrada de todo material descarregado através da tubulação, embora a possibilidade de perda de material é mínima devido a manutenção da distância entre a extremidade do tubo e o topo do funil é praticamente nula. Dependendo da altura do aterro formado tubulações de diferentes tamanhos vão sendo instaladas de modo a garantir a prefeita ascensão do controlador de fluxo e a manutenção da distância entre a topo do funil e a extremidade do tubo de descarga . O sistema de mistura foi baseado na proposta de um sistema semelhante usado em estações de esgotos e sistemas de homogeneização de misturas de sólidos e líquidos (PERRY & CHILTON, 1973). Devido a presença de material sólido foi importante dimensionar um tipo especial de pás misturadoras que pudessem movimentar em alta velocidade, mas evitassem a formação de vortex e prejudicasse a eficiência do processo de mistura. A criação de vortex é bastante crítica devido a possibilidade de concentrar um maior número de partículas no centro do reservatório. Diversos estudos foram realizados no sentido de dimensionar as pás de modo a evitar este tipo de fenômeno. Assim optou-se pela utilização de pás vazadas que pudessem percorrer toda extensão do reservatório. A Figura A11 e A.12 apresentam respectivamente um detalhe das pás e uma visão geral do sistema de mistura. Visando evitar mesmo assim uma concentração de material na parte central do fundo do reservatório, foi instalado na parte inferior e no eixo central das pás uma hélice objetivando manter os sedimentos acumulados no fundo em suspensão e aumentar a eficiência do sistema (Figura A.13) A utilização de minerais pesados, como as partículas de ferro representou um desafio adicional na qualidade e na eficiência deste tipo de sistema, necessitando de maiores velocidades para manter as partículas de ferro em suspensão. Assim foi adotado uma altura máxima de material dentro do reservatório e sistemas de quebra de vortex foram instalados nas extremidade do reservatório. Este sistema é impulsionado por um motor monofásico de 1 CV, com sistema mecânico de ajuste de velocidade através de polias que podem ser trocadas permitindo assim variar a velocidade de rotação das pás. Entretanto, nestes ensaios optou-se por utilizar uma única velocidade (60 rpm) e manter o mesmo sistema de polias para todos os ensaios.

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