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DISSERTAÇÃO AnáliseAcopladaConsistência
DISSERTAÇÃO AnáliseAcopladaConsistência
DISSERTAÇÃO AnáliseAcopladaConsistência
Catalogação: sisbin@sisbin.ufop.br
ii
iii
Dedico esta dissertação ao meu pai Jorge,
minha mãe Ângela e meu irmão Léo,
pelo apoio, incentivo e amor.
iv
Agradecimentos
v
Resumo
vi
Abstract
vii
Sumário
página
Lista de tabelas................................................................................................................xi
Lista de figuras................................................................................................................xii
Lista de símbolos...........................................................................................................xvii
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO
1.1 - Considerações iniciais...............................................................................................1
1.2 – Objetivo....................................................................................................................3
1.3 – Escopo do trabalho...................................................................................................3
viii
3.1.4 – Consolidômetro de lama......................................................................................35
3.1.4.1 – Projeto e componentes do consolidômetro.......................................................35
3.1.4.2 – Ensaios no consolidômetro de lama.................................................................39
3.1.4.3 – Ensaio no consolidômetro sem medida de poropressão...................................40
3.1.4.4 – Ensaio no consolidômetro com medida de poropressão...................................44
3.1.5 – Ensaios para a determinação da resistência não drenada....................................45
3.1.5.1 – Ensaio de palheta..............................................................................................45
3.1.5.2 – Descrição do equipamento palheta...................................................................46
3.1.5.3 – Procedimentos do ensaio..................................................................................47
3.1.5.4 – Influência da velocidade de rotação da palheta e da submersão da amostra na
resistência não drenada....................................................................................................49
3.1.5.5 – Ensaios do tipo UU...........................................................................................51
3.2 – Monitoramento e ensaios de campo.......................................................................53
3.2.1 – Lançamento da lama no tanque...........................................................................54
3.2.2 – Recalque da camada de lama...............................................................................58
3.2.3 – Monitoramento da poropressão...........................................................................60
3.2.3.1 – Poropressão positiva.........................................................................................60
3.2.3.2 – Poropressão negativa (sucção)..........................................................................67
3.2.4 – Amostragem.........................................................................................................70
3.2.5 – Determinação dos perfis de resistência não drenada...........................................73
ix
CAPÍTULO 5 – APLICAÇÃO DOS RESULTADOS: ESTRUTURAS
CONSTRUÍDAS SOBRE UM DEPÓSITO DE LAMAS
5.1 – Disposição convencional......................................................................................104
5.1.1 – Estabilidade de uma estrutura construída sobre o depósito...............................109
5.2 – Método de disposição subaéreo............................................................................112
5.2.1 – Estabilidade da estrutura construída sobre o depósito.......................................115
5.3 – Pré-carregamento do depósito de lama.................................................................117
5.3.1 – Estabilidade da estrutura construída sobre o depósito.......................................120
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
x
Lista de tabelas
CAPÍTULO 2
Tabela 2.1 – Métodos mais comuns na determinação da resistência não drenada em
laboratório (Modificado - Lambe & Whitman, 1979).......................................................7
Tabela 2.2 – Aplicabilidade de ensaios de campo em obras sobre solos moles (adaptado
de Jamiolkowski et. al, 1985)............................................................................................9
Tabela 2.3 – Características geotécnicas do rejeito de urânio.........................................22
CAPÍTULO 3
Tabela 3.1 - Características geotécnicas da lama............................................................28
Tabela 3.2 – Parâmetros de entrada e saída do programa SICTA...................................33
Tabela 3.3 – Informações referentes aos ensaios no consolidômetro de lama................40
CAPÍTULO 4
Tabela 4.1 – Resistência não drenada: ensaios de palheta e UU...................................101
CAPÍTULO 5
Tabela 5.1 – Parâmetros de entrada para as simulações de adensamento e
ressecamento..................................................................................................................105
xi
Lista de figuras
CAPÍTULO 2
Figura 2.1 – Trajetória de tensões da formação e amostragem de um solo argiloso
normalmente adensado (Holtz & Kovacs, 1981)...............................................................7
Figura 2.2 – Perfil de teor de umidade e resistência não drenada (Modificado - Konrad
& Ayad, 1997).................................................................................................................11
Figura 2.3 – Relação entre índice de vazios “interclay” e resistência não drenada obtida
através de ensaios de cone (Yang et al., 2006)................................................................13
Figura 2.4 – Relação entre teor de umidade e resistência não drenada (Brendan,
2005)................................................................................................................................14
Figura 2.5 – Aumento da tensão efetiva em virtude do ressecamento (Robertson &
Wels, 1996)......................................................................................................................15
Figura 2.6 – Relação esquemática entre resistência não drenada, densidade da lama,
métodos construtivos e operacionais (Modificado-ICOLD 2002)..................................17
Figura 2.7 – Variação dos perfis de teor de sólidos para o método convencional e
alternativo de disposição de lamas (Modificado - Robinsky 2000)................................19
Figura 2.8 – Sistema de cobertura para resíduos segundo a legislação européia
(1999/31/EC)...................................................................................................................21
Figura 2.9 – Mecanismos de ruptura durante a reabilitação de depósitos de lama.
(Modificado - Robertson & Wels, 1996).........................................................................23
Figura 2.10 – Detalhe dos mecanismos de ruptura: afundamento e cisalhamento.
(Modificado - Jakubick et al, 2003).................................................................................24
Figura 2.11 – Perfis de índice de vazios e poropressão no depósito de urânio (Robertson
& Wels, 1996)..................................................................................................................24
xii
Figura 2.12 – Perfis de resistência não drenada do depósito (Robertson & Wels,
1996)................................................................................................................................25
CAPÍTULO 3
Figura 3.1 - Curva granulométrica da lama.....................................................................27
Figura 3.2 – (a) lama após a sedimentação e adensamento e (b) amostra após a retirada
do colarinho e da água sobrenadante...............................................................................30
Figura 3.3 – (a) fase intermediária do ensaio com variação de massa, altura e diâmetro e
(b) condição final da amostra de lama.............................................................................30
Figura 3.4 – Curva de contração livre da lama................................................................31
Figura 3.5 – Poropressão gerada na base durante o ensaio de adensamento induzido por
percolação........................................................................................................................32
Figura 3.6 – Poropressão gerada na base durante o ensaio de permeabilidade...............33
Figura 3.7 – Curva de compressibilidade da lama...........................................................34
Figura 3.8 – Curva de permeabilidade da lama...............................................................35
Figura 3.9 – Corte do consolidômetro. Todas as dimensões do equipamento em mm...37
Figura 3.10 – Componentes do consolidômetro de lama................................................38
Figura 3.11 – Seqüência de montagem do consolidômetro.............................................39
Figura 3.12 – (a) Início da colocação da lama no consolidômetro e (b) condição da lama
após sedimentação e adensamento por peso próprio.......................................................41
Figura 3.13 – (a) condição da lama depois de retirada a água sobrenadante, (b)
colocação do papel filtro e do geotêxtil...........................................................................42
Figura 3.14 - (a) introdução do pistão na camisa e (b) fixação da tampa........................42
Figura 3.15 – Ensaio no consolidômetro de lama...........................................................43
Figura 3.16 - (a) consolidômetro após ser girado e (b) amostra sem o geotêxtil e papel
filtro. ...............................................................................................................................44
Figura 3.17 - (a) início da extrusão da amostra e (b) amostra totalmente extrudada......44
Figura 3.18 – O equipamento palheta..............................................................................46
Figura 3.19 – Detalhe da escala (leitura) da resistência não drenada..............................47
Figura 3.20 - (a) penetração da palheta e (b) aplicação do torque...................................48
Figura 3.21 – Condição final da amostra.........................................................................49
xiii
Figura 3.22 – (a) amostra utilizada na pesquisa da influência da velocidade e (b)
amostra de lama submersa...............................................................................................50
Figura 3.23 – (a) ensaio de palheta na amostra submersa e (b) amostra retirada para
determinação do índice de vazios....................................................................................51
Figura 3.24 – Condição final da amostra fabricada para a realização de ensaios UU.....52
Figura 3.25 – Ensaio triaxial do tipo UU.........................................................................53
Figura 3.26 – Fase inicial de enchimento do tanque.......................................................54
Figura 3.27 – Condição final da camada de lama............................................................55
Figura 3.28 – Variação da altura da camada de lama com o tempo................................56
Figura 3.29 – Variação da poropressão na base..............................................................57
Figura 3.30 – Altura versus carga de pressão..................................................................57
Figura 3.31 – Condição da camada após a drenagem da água sobrenadante..................59
Figura 3.32 – Recalque da camada de lama....................................................................59
Figura 3.33 - Levelogger LT, modelo M10.....................................................................61
Figura 3.34 – Conjunto utilizado no monitoramento da poropressão.............................62
Figura 3.35 – Resultados típicos do Levelogger.............................................................63
Figura 3.36 – Carga de pressão e carga total no dia 4.....................................................64
Figura 3.37 – Carga de pressão e carga total no dia 5.....................................................65
Figura 3.38 – Carga de pressão e carga total no dia 10...................................................65
Figura 3.39 – Carga de pressão e carga total no dia 16...................................................66
Figura 3.40 – Carga de pressão e carga total no dia 82...................................................66
Figura 3.41 – Tensiômetro do tipo Jet Fill......................................................................67
Figura 3.42– (a) realização do pré-furo e (b) tensiômetro devidamente instalado..........69
Figura 3.43 – Evolução da sucção com o tempo.............................................................69
Figura 3.44 – Amostrador do tipo caneco.......................................................................70
Figura 3.45 – Amostrador do tipo pistão.........................................................................71
Figura 3.46 – Amostragem com o amostrador do tipo caneco........................................72
Figura 3.47– (a) início da penetração na lama, (b) penetração total do amostrador na
lama, (c) amostra coletada e (d) extrusão da amostra......................................................73
Figura 3.48 – Obtenção do perfil de resistência através do ensaio de palheta................74
xiv
CAPÍTULO 4
Figura 4.1 – Variação do índice de vazios no tempo para tensão de 55kPa....................77
Figura 4.2 – Volume de água drenado no topo e base ao longo do ensaio......................78
Figura 4.3 – Variação do índice de vazios no tempo para tensão de 220kPa..................79
Figura 4.4 - Volume de água drenado no topo ao longo do ensaio.................................80
Figura 4.5 – Evolução da poropressão ao longo do ensaio.............................................81
Figura 4.6 – Evolução dos perfis de índice de vazios da camada de lama......................82
Figura 4.7 – Evolução dos perfis de resistência não drenada da lama deposita no
tanque...............................................................................................................................83
Figura 4.8 – Resultados de compressibilidade da lama...................................................86
Figura 4.9 – Compressibilidade da lama ressecada em campo.......................................88
Figura 4.10 – Relação entre nível de tensão e resistência não drenada para a lama
adensada...........................................................................................................................89
Figura 4.11 – Relação entre tensão efetiva e resistência não drenada para a lama
submetida ao ressecamento.............................................................................................90
Figura 4.12 – Comparação dos resultados de Skempton (1957), de campo e
laboratório........................................................................................................................90
Figura 4.13 – Resultado global da resistência não drenada versus índice de vazios.......92
Figura 4.14 – Relação entre resistência não drenada e índice de vazios da lama...........93
Figura 4.15 – Resistência não drenada versus índice de vazios para a lama ressecada..94
Figura 4.16 – Variação dos resultados obtidos em campo com a curva de laboratório..94
Figura 4.17 – Comparação entre as curvas de campo e laboratório................................95
Figura 4.18 – Influência da velocidade de rotação da palheta na resistência não drenada
da lama.............................................................................................................................96
Figura 4.19 – Relação entre a resistência não drenada da lama antes e após a inundação
em água............................................................................................................................97
Figura 4.20 – Índice de vazios antes e após a inundação da lama em água....................98
Figura 4.21 – Relação entre resistência não drenada e índice de vazios para a amostra de
lama antes e após a imersão em água..............................................................................99
Figura 4.22 – Curva tensão versus deformação para tensão confinante nula................100
Figura 4.23 - Curva tensão versus deformação para tensão confinante igual a 100
kPa.................................................................................................................................100
xv
Figura 4.24 - Curva tensão versus deformação para tensão confinante igual a 200
kPa.................................................................................................................................101
CAPÍTULO 5
Figura 5.1 – Recalque da camada de lama....................................................................106
Figura 5.2 – Perfis de índice de vazios..........................................................................107
Figura 5.3 - Perfis de resistência não drenada...............................................................108
Figura 5.4 – Cálculo da estabilidade da cobertura no Ano 9,4......................................109
Figura 5.5 – Cálculo da estabilidade da cobertura no Ano 9,9......................................110
Figura 5.6 – Variação do FS no tempo..........................................................................111
Figura 5.7 – Variação da altura da camada de lama no tempo num ciclo de enchimento e
espera.............................................................................................................................113
Figura 5.8 – Perfis de índice de vazios..........................................................................113
Figura 5.9 – Perfis de resistência não drenada..............................................................114
Figura 5.10 – Estabilidade da cobertura sobre o depósito de lama...............................116
Figura 5.11 – Variação da altura do depósito no tempo................................................118
Figura 5.12 – Perfis de índice de vazios........................................................................119
Figura 5.13 – Perfis de resistência não drenada............................................................119
Figura 5.14 – Estabilidade da cobertura sobre o depósito de lama no Ano 10,2..........120
Figura 5.15 – Variação do fator de segurança no tempo...............................................121
xvi
Lista de símbolos
xvii
G – módulo cisalhante
Gs – densidade real dos grãos
HCT – ensaio de adensamento hidráulico induzido por percolação
ICOLD – International Congress on Large Dams
IL – índice de liquidez
IP – índice de plasticidade
k – condutividade hidráulica
k0 – coeficiente de empuxo em repouso
LC – limite de contração
LL – limite de liquidez
LP – limite de plasticidade
M – constante friccional
MB – Método Brasileiro
NBR – Norma Brasileira
mv – coeficiente de variação volumétrica
n – expoente empírico do SHANSEP
p’ – média das tensões efetivas principais
P – teor de sólidos
q – velocidade de fluxo/ensaio HCT
RSA – razão de sobreadensamento
SHANSEP – Stress History and Normalized Soil Engineering Properties
SICTA - Seepage Induced Consolidation Test Analysis
Su – resistência não drenada
Su (sub) – resistência não drenada da amostra inundada
Su/σ’vo – relação de resistência
T – torque
TTD – Thickened Tailings Disposal
u – poropressão
UU – não adensado não drenado
Vfinal – volume final da amostra
Vinicial – volume inicial da amostra
w – teor de umidade
xviii
winicial – teor de umidade inicial
z – profundidade
γ – peso específico
ε – deformação
λ – índice de compressão
μ – fator de correção para o ensaio de palheta
ρs – massa específica dos sólidos
ρw – massa específica da água
σ – tensão total aplicada sobre a amostra
σar – pressão de ar aplicada sobre o pistão
σ`v – tensão vertical efetiva
σ’vo – tensão vertical efetiva de campo
σ’vm – tensão de pré-adensamento
φ’– ângulo de atrito efetivo
xix
Capítulo 1
INTRODUÇÃO
2
1.2 – Objetivo.
3
completado com a apresentação da influência dos métodos de disposição e do manejo
adotado nas características de densidade e resistência de depósitos, em vistas à
reabilitação do mesmo.
O terceiro capítulo descreve os equipamentos utilizados na pesquisa, bem como
as metodologias e técnicas experimentais adotadas na realização dos ensaios de
laboratório e no monitoramento de campo. A maior ênfase neste capítulo é dada ao
consolidômetro de lama e ao desenvolvimento da metodologia para a realização dos
ensaios com este equipamento.
No quarto capítulo são apresentados os resultados dos ensaios realizados em
laboratório e em campo, bem como as curvas que relacionam o índice de vazios com a
resistência não drenada para ambos os casos. Além disso, tem-se uma comparação e
interpretação dos principais fatores que influenciam nos valores da resistência não
drenada da lama estudada.
No quinto capítulo foi simulada a formação de depósitos de lama construídos
através do método convencional e do método subaéreo. A partir dos resultados das
simulações foi feita uma previsão dos perfis de resistência não drenada dos depósitos,
que serviram de parâmetros de entrada no cálculo da estabilidade de uma cobertura
(reabilitação da área) sobre os mesmos.
Finalmente, o sexto capítulo apresenta as conclusões gerais deste trabalho e
algumas sugestões e recomendações para as próximas pesquisas. Essa dissertação é
encerrada com a lista de referências bibliográficas.
4
Capítulo 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
A resistência ao cisalhamento dos solos pode ser definida como a máxima tensão
de cisalhamento na qual o solo pode suportar sem sofrer ruptura. Esta resistência é de
fundamental importância em diversos problemas da engenharia geotécnica. Entretanto,
a obtenção dos parâmetros de resistência não é trivial e os mesmos não são intrínsecos
do solo. Assim, uma série de fatores influencia na resistência do solo, tais como: tensão
efetiva, índice de vazios, teor de umidade, história de tensões, trajetória de tensões, tipo
de ensaio, composição química, etc. Além dos fatores citados acima, é de fundamental
importância o conhecimento das condições de drenagem que o solo irá apresentar ao ser
solicitado. Em se tratando de solos finos que apresentam uma condutividade hidráulica
reduzida, e consequentemente, a drenagem e a dissipação de poropressão ocorrem de
forma lenta, o estudo do comportamento do solo em termos de sua resistência não
drenada se faz necessário.
Pinto (2002) destaca que a resistência não drenada de uma argila é função do seu
índice de vazios, que por sua vez depende da tensão vertical efetiva e das tensões
efetivas que já atuaram sobre ela. Um dos principais aspectos a se considerar é que não
existe um único valor de resistência não drenada de uma argila (Bello & Coutinho,
2006). A definição do valor da resistência não drenada de projeto, do tipo de ensaio
realizado para sua determinação e da adoção ou não de fatores de correção é de
fundamental importância para o sucesso de um projeto (Pinto, 1992). Atualmente, há
diversos métodos e ensaios (laboratório ou campo) para a obtenção da resistência não
drenada. Almeida (1996) aponta as principais vantagens e desvantagens na utilização de
ensaios de campo e laboratório para a caracterização de depósitos de argilas moles.
6
ensaios CNC, sendo que as resistências obtidas nos ensaios UU estão mais próximas das
resistências obtidas nos ensaios CU que as obtidas nos ensaios CNC.
7
De modo a minimizar os efeitos provocados pelo amolgamento do solo durante
o processo de amostragem Ladd & Foot (1974) desenvolveram a técnica conhecida
como SHANSEP (“Stress History and Normalized Soil Engineering Properties”) para a
estimativa da resistência não drenada in situ de depósitos de argilas. Essa técnica leva
em consideração a história de tensões e a trajetória de tensões na caracterização da
resistência e na previsão do comportamento do solo em campo, o que não ocorre nas
análises clássicas. A Equação 2.1 é utilizada para descrever a resistência não drenada
(Su) de um solo segundo uma trajetória de tensões.
Su ⎛ S ⎞
= ⎜⎜ u ⎟⎟ * ( RSA) n (2.1)
σ ' vo ⎝ σ ' vo ⎠ na
8
2.2.2 – Ensaios de campo.
9
ensaio. Os procedimentos referentes à execução e interpretação dos resultados são
encontrados na norma ABNT: MB 3122.
As hipóteses de condições não drenadas, solo isotrópico, distribuição uniforme
de tensões ao longo das superfícies de ruptura horizontais e verticais são adotadas na
determinação da resistência não drenada com a Equação 2.2, sendo a mesma utilizada
para palhetas com relação altura (H) versus diâmetro (D) igual a 2.
0,86 * T
Su = (2.2)
π * D3
10
rompidos eram maiores que 1, sendo tanto maior quanto maior o IP do solo, havendo a
necessidade de adoção de um fator de correção (μ).
Ladd (1971) destaca que a relação entre a resistência não drenada obtida no
ensaio UU e no ensaio de palheta varia bastante, apesar de que normalmente, a maior
resistência não drenada ocorre para o ensaio de palheta.
Eden & Law (1980) realizaram um estudo de modo a avaliar a variação da
resistência não drenada em função do tipo de ensaio. Neste caso, os maiores valores de
resistência não drenada foram encontrados para os ensaios pressiométricos e os menores
valores para os ensaios de palheta, sendo a resistência não drenada obtida com ensaios
do tipo CU ficando em uma faixa intermediária.
Konrad & Ayad (1997) monitoraram o ressecamento de uma camada de argila e
obtiveram perfis resistência não drenada através de ensaios de palheta, UU e CU. A
Figura 2.2 mostra os perfis de teor de umidade e de resistência não drenada da camada
de argila. Neste caso, observa-se que a resistência não drenada obtida pelo ensaio UU
apresenta maiores valores que a obtida pelos ensaios de palheta.
Figura 2.2 – Perfil de teor de umidade e resistência não drenada (Modificado - Konrad
& Ayad, 1997).
11
Além dos ensaios de laboratório e campo é possível obter a resistência não
drenada dos solos a partir de correlações. Uma correlação muito divulgada foi obtida
por Skempton (1957) na qual se tem a relação su/σv0’ em função do índice de
plasticidade (IP) do material, onde σ’vo é a tensão vertical efetiva. Essa correlação
refere-se principalmente a resistências obtidas através de ensaios de palheta para argilas
normalmente adensadas. Pinto (1992) salienta a importância da correlação para
comparar resultados de ensaios, não devendo ser empregada para estimar resistência
para projeto. A Equação 2.3 mostra a correlação obtida por Skempton (1957).
su
= 0,11 + 0,0037 * IP (2.3)
σ 'v 0
O teor de umidade (w), o índice de vazios (e), o índice de liquidez (IL), dentre
outros índices podem ser utilizados para representar a consistência dos solos. Esses
índices que indicam propriedades físicas dos solos podem ser utilizados na previsão
e/ou determinação de propriedades mecânicas.
Yang et al. (2006) realizaram uma ampla campanha de investigação para a
determinação de correlações entre índices físicos (teor de umidade, IP, IL, índice de
vazios “interclay”, etc.) de sedimentos na região de Storegga na Noruega, e
propriedades mecânicas de compressibilidade e resistência não drenada. Com relação à
resistência não drenada, os melhores ajustes foram conseguidos com equações de
regressão do tipo y = a * exp ( bx ) e y = a * ( x) b , sendo a e b parâmetros do material e
exp neperiano. A Figura 2.3 mostra a variação da resistência não drenada obtida por
ensaios de cone em função do índice de vazios “interclay”, que é a relação entre o
índice de vazios e a fração de argila do solo (e/c).
12
Figura 2.3 – Relação entre índice de vazios “interclay” e resistência não drenada obtida
através de ensaios de cone (Yang et al., 2006).
13
Figura 2.4 – Relação entre teor de umidade e resistência não drenada O’Kelly (2006).
M ⎛ e − eo ⎞
Su = * exp⎜ τ ⎟ (2.6)
2 ⎝ λ ⎠
14
o índice de vazios inicial. Como os três primeiros parâmetros são constantes do solo, a
resistência não drenada fica sendo função do índice de vazios do solo.
15
Esse ressecamento promove o surgimento de sucção (poropressão negativa),
com a conseqüente diminuição do índice de vazios e aumento da resistência. Sendo
assim, a utilização da contribuição da sucção na resistência de um solo não saturado é
extremamente atrativa, pois contribui para o aumento da estabilidade de estruturas
geotécnicas (Rassam & Williams, 1999).
Vanapalli et al. (1999) mostraram a contribuição da sucção na resistência de um
solo compactado sob condições de carregamento não drenadas.
16
Vargas (1978) define como consistência a maior ou menor dureza na qual a argila é
encontrada na natureza.
Figura 2.6 – Relação esquemática entre resistência não drenada, densidade da lama,
métodos construtivos e operacionais (Modificado-ICOLD 2002).
17
confinamento não só de lama depositada, mas também de grande volume de água. Desta
forma, rupturas dessas estruturas são geralmente catastróficas com a liberação de
grandes volumes (Robinsky, 2000).
Já os métodos alternativos buscam aumentar a consistência dos rejeitos a serem
lançados no depósito. A idéia básica desses novos métodos é promover um
espessamento da lama, sendo que esse espessamento pode ser realizado tanto na planta
de beneficiamento quanto no próprio local de deposição do rejeito. Essa densificação da
lama maximiza a capacidade de armazenamento, estabiliza a estrutura, e permite que o
local de disposição seja reabilitado e possa ser usado para outros fins, com o aumento
da resistência não drenada e a redução do tempo de adensamento (Abu-Hejeleh &
Znidarcic, 1995). Dentre os métodos alternativos destaca-se o método subaéreo que é
uma técnica na qual o rejeito é depositado em finas camadas, permitindo-se o seu
adensamento e drenagem antes do lançamento da camada seguinte (Ulrich et al, 2000).
Esse método compreende ciclos de enchimento (lançamento de lama no depósito) e
espera (sem lançamento de material).
Robinsky (2000) destaca as vantagens da utilização de um método de disposição
que permita o ressecamento da lama até ser atingido o limite de contração do material
depositado. A adoção desse manejo (procedimento) resulta em um depósito bastante
homogêneo e de elevada densidade, o que não ocorre quando é utilizado um método de
disposição convencional. A Figura 2.7 apresenta os perfis típicos de teor de sólidos para
uma disposição convencional e para uma disposição na qual se permite o ressecamento.
Observa-se que quando descartados convencionalmente, o teor de sólidos
aumenta com a profundidade, sendo o perfil típico de um adensamento por peso
próprio, no qual nas camadas superiores tem-se um reduzido teor de sólidos. Entretanto,
ao se permitir o ressecamento de finas camadas de lama (ciclos de enchimento e espera)
tem-se um perfil de teor de sólidos elevado e relativamente uniforme como mostrado na
figura a seguir (aproximadamente 80% ao longo de todo depósito).
O índice de vazios relaciona-se com o teor de sólidos através da Equação 2.7,
onde Gs é a densidade real dos grãos.
⎛1− P ⎞
e = Gs * ⎜ ⎟ (2.7)
⎝ P ⎠
18
Percebe-se, portanto, que quanto maior o teor de sólidos, menor o índice de
vazios, e conseqüentemente maior será a resistência não drenada. No caso de uma
disposição convencional tem-se reduzidos valores de resistência não drenada nas
camadas mais superficiais do depósito, sendo que essa resistência aumenta com a
profundidade. Já no caso, de um ressecamento da lama (método alternativo) tem-se uma
maior resistência não drenada, sendo que a mesma é praticamente homogênea ao longo
de todo o depósito, o que é extremamente vantajoso no caso de estruturas que venham a
ser construídas sobre o depósito de lamas.
Figura 2.7 – Variação dos perfis de teor de sólidos para o método convencional e
alternativo de disposição de lamas (Modificado - Robinsky 2000).
19
forma, esse tipo de obra requer cuidados quanto à definição dos parâmetros geotécnicos,
tipo de análise e seqüência construtiva (Formigheri, 2003).
Em virtude da baixa capacidade de suporte e da elevada compressibilidade
desses depósitos, há necessidade muitas vezes da adoção de técnicas que permitam a
melhoria das características geotécnicas (resistência e deformabilidade) dos mesmos. A
construção em etapas e a sobrecarga temporária são alternativas de tratamento de solos
moles (Massad, 2003). A construção em etapas consiste em construir um aterro em
partes, permitindo o adensamento do depósito e o aumento da sua resistência, podendo-
se elevar a altura do aterro progressivamente. Já a sobrecarga temporária (pré-
compressão) consiste em aplicar no solo mole um carregamento maior do que aquele
que atuará durante a vida útil da obra, promovendo uma antecipação dos recalques e
ganho de resistência do depósito. Além desses dois tratamentos descritos podem-se
utilizar outras técnicas para o tratamento de solos moles tais como a instalação de
drenos verticais para a aceleração dos recalques (adensamento), elementos de reforço,
estacas de distribuição, dentre outras.
O projeto e a execução de estruturas, temporárias ou não, sobre um depósito de
rejeitos finos apresentam um elevado grau de complexidade, necessitando muitas vezes
da adoção de algumas das técnicas mencionadas acima. Dentre essas estruturas pode-se
citar: diques, acessos, aterros e coberturas. Tem-se como procedimento usual adotado
na reabilitação de um depósito de rejeitos a colocação de uma cobertura sobre o
depósito (Williams et al. 1997) ou através da formação de um lago permanente
(Jakubick et al. 2003).
A colocação de um sistema de cobertura sobre um depósito formado pelo
método convencional de disposição de lamas apresenta-se como um grande desafio
devido à baixa resistência final do depósito, às dificuldades relacionadas ao tráfego de
equipamentos e aos elevados recalques, antes e durante a colocação da cobertura
(Robertson & Wels, 1996).
20
2003). Essa cobertura deve apresentar algumas características de modo a cumprir os
objetivos e exigências desejadas pelos órgãos ambientais e empresas mineradoras.
Wels & Kane (2003) destacam os objetivos a serem atingidos pelo sistema de cobertura:
- controle de emissão de poeira e erosão.
- controle da quantidade de oxigênio em contato com o rejeito, quando há a
possibilidade da formação de drenagem ácida.
- minimização e controle da quantidade de água que infiltra no depósito de rejeitos.
- criação de um meio que apresente características favoráveis ao crescimento e
desenvolvimento de uma vegetação sustentável.
A espessura da camada de cobertura, bem como quais objetivos devem ser
alcançados depende do tipo de rejeito e dos riscos ao ambiente e à sociedade que o
mesmo oferece, bem como das legislações ambientais vigentes em cada país ou região.
A Figura 2.8 apresenta as camadas e espessuras recomendadas pela legislação européia
para a cobertura de resíduos (Coucil Directive 1999/31/EC).
21
de drenagem para o escoamento da água que infiltra, e finalmente uma camada de baixa
permeabilidade que serve como barreira, limitando a infiltração de água para a camada
de rejeito. Essa camada de baixa permeabilidade deve apresentar uma espessura mínima
de 1m para resíduos não perigosos e uma espessura mínima de 5m para resíduos
perigosos. Desta forma, de acordo com as recomendações européias, um sistema de
cobertura deve apresentar uma espessura mínima de 2,5m para um rejeito não perigoso.
Edil & Aidylek (2001), Robertson & Wels (1996) e Jakubick et al. (2003)
destacam os problemas advindos da colocação de uma cobertura sobre um depósito de
22
rejeitos e os possíveis mecanismos de ruptura. Têm-se dois mecanismos principais de
ruptura durante a reabilitação de um depósito de lamas: um dos mecanismos refere-se à
ruptura nas bordas do aterro (cobertura) e o outro está relacionado à baixa capacidade de
suporte do depósito, com o conseqüente afundamento da cobertura e do equipamento.
As Figuras 2.9 e 2.10 mostram esses mecanismos de ruptura.
De modo a se evitar rupturas durante e após a colocação da cobertura, bem como
avaliar os recalques sofridos pela mesma deve-se ter informações a respeito da
compressibilidade e da resistência do depósito. A Figura 2.11 mostra a variação do
índice de vazios com a profundidade em dois diferentes pontos do depósito de rejeito de
urânio, sendo que em um dos casos a base do depósito é considerada como sendo
impermeável e no outro permeável. Além do perfil de índice de vazios, simulado e
observado em campo, tem-se também a simulação dos perfis de poropressão e de
excesso de poropressão. Essas curvas sugerem tratar-se de um material bastante
compressível próximo à superfície, ainda pouco adensado com grande excesso de
poropressão ainda não dissipado.
23
Figura 2.10 – Detalhe dos mecanismos de ruptura: afundamento e cisalhamento.
(Modificado - Jakubick et. al, 2003).
24
Figura 2.12 – Perfis de resistência não drenada do depósito (Robertson & Wels, 1996).
Esses resultados obtidos indicam que neste ponto do depósito tem-se ainda, um
excesso de poropressão em torno de 60%, conforme indicado pela simulação HW11 –
60% excesso u. Uma outra simulação do perfil de resistência não drenada foi feita para
o caso em que o excesso de poropressão é nulo, ou seja, o material apresenta-se
totalmente adensado (simulação HW 11 – 100% adensado). Observa-se que a
dissipação da poropressão levará a um aumento considerável da resistência não drenada,
sendo a mesma superior a 30 kPa na profundidade de 12 m.
A partir desses perfis foi possível calcular a estabilidade da cobertura sobre o
depósito de urânio que pode ser vista de forma detalhada em Robertson & Wels (1996).
Percebe-se a necessidade e a importância do conhecimento das características de
resistência e compressibilidade dos depósitos de lamas no projeto e na execução de
estruturas sobre os mesmos, sendo essas características amplamente afetadas pelo
método de disposição e manejo adotado. Desta forma, nos próximos capítulos serão
apresentadas as metodologias utilizadas para a determinação dos parâmetros de
compressibilidade e resistência de um rejeito fino de minério de ferro (lama), bem como
os resultados obtidos. Os resultados são aplicados no cálculo da estabilidade de
estruturas sobre depósitos de lama.
25
Capítulo 3
MATERIAIS E MÉTODOS
100
90
Porcentagem que passa (% )
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100
Diâmetro dos grãos (mm)
27
Tabela 3.1 - Características geotécnicas da lama.
Caracterização da lama
Pedregulho (%) 0
Análise Areia (%) 4
granulométrica Silte (%) 66
Argila (%) 30
Limites de LL (%) 25
Consistência LP (%) 16
Índice de plasticidade (%) 9
Densidade real dos grãos 3,91
Teor de sólidos (%) 29,5
Um outro parâmetro obtido foi o teor de sólidos inicial da lama, que é a relação
entre a massa seca e a massa total do material. O teor de sólidos inicial da polpa
também é apresentado na Tabela 3.1, sendo o valor referente à média de 10 tambores (5
de laboratório e 5 de campo).
Observa-se pelos resultados obtidos (Figura 3.1 e Tabela 3.1) que se trata de um
material fino, no qual a polpa apresenta um reduzido teor de sólidos inicial. Além disso,
a elevada densidade real dos grãos indica uma grande concentração de partículas de
ferro na lama.
28
diâmetro e 6,2 cm de altura e um anel de acrílico também removível (colarinho) de
mesmo diâmetro do cilindro e altura de 2,9 cm.
A primeira etapa do ensaio consistiu em untar com vaselina a parede e a base do
equipamento, de modo a diminuir a adesão entre a amostra e o equipamento e permitir a
contração livre. Em seguida, a lama foi homogeneizada por alguns minutos e uma
camada inicial de 6,3 cm de lama foi depositada no equipamento. Após a colocação da
lama no equipamento foi permitida a sua sedimentação e adensamento, conforme
mostrada na Figura 3.2(a). A água sobrenadante proveniente daqueles processos físicos
foi retirada com uma seringa de modo a acelerar o início do processo de ressecamento.
A Figura 3.2(b) mostra a condição da amostra após a retirada da água sobrenadante.
A partir da disposição da camada de lama passou-se a efetuar medidas diárias da
massa da amostra através de uma balança de alta precisão, da altura da amostra através
de um extensômetro com precisão de décimo de milímetro e do diâmetro da amostra
através de um paquímetro. Com os dados acima era possível calcular o volume total e a
massa da amostra. Vale ressaltar que o diâmetro da amostra na fase inicial era igual ao
diâmetro do cilindro de acrílico, sendo necessária a realização de medidas do diâmetro
somente após o 10º dia de ensaio, quando se observou a separação da amostra da parede
do cilindro.
Até o 17º dia eram observadas variações de massa e volume da amostra (redução
de altura e diâmetro). A Figura 3.3(a) indica a fase do ensaio no qual ocorriam estas
variações. Entretanto, do 17º dia em diante passou-se a observar pouca ou nenhuma
variação no volume total da amostra, apesar de haver variação de massa (perda de
água). No 28º dia o ensaio foi encerrado e a amostra foi colocada em uma estufa para a
determinação da massa seca. A condição final da lama é apresentada na Figura 3.3(b).
Após a determinação da massa seca e com os dados obtidos durante o ensaio
(massa e volume da amostra) foi possível calcular a variação do teor de umidade e do
volume da amostra, obtendo-se a curva de contração livre da lama que é mostrada na
Figura 3.4.
Através da Figura 3.4 se observa que o limite de contração (LC) da lama é da
ordem de 29%, que corresponde a um índice de vazios de 1,13. Assim, esta lama
quando submetida ao processo de ressecamento deixará sua condição de saturação
quando atingir um teor de umidade em torno de 29%, ou seja, a partir deste ponto a
29
diminuição do teor de umidade não será acompanhada de uma diminuição do volume
total (índice de vazios constante e da ordem de 1,13).
(a) (b)
Figura 3.2 – (a) lama após a sedimentação e adensamento e (b) amostra após a retirada
do colarinho e da água sobrenadante.
(a) (b)
Figura 3.3 – (a) fase intermediária do ensaio com variação de massa, altura e diâmetro e
(b) condição final da amostra de lama.
Vale ressaltar que o valor obtido para o limite de contração é superior aos
valores encontrados para os limites de plasticidade e liquidez, o que não possui sentido
físico. Esta diferença pode ser explicada pelos diferentes procedimentos adotados para a
determinação do limite de contração para o ensaio padrão (normalizado) e para o ensaio
de contração livre. Entretanto, o limite de contração obtido através do ensaio de
contração livre é mais representativo das condições de ressecamento que a lama é
30
submetida em depósito de rejeitos, sendo assim, o limite de contração será adotado
como sendo igual a 29% em análises que porventura este parâmetro seja requerido.
700
650
600
550
500
V o lu m e to ta l (cm 3 )
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300
Almeida (2004) obteve resultados semelhantes para esta lama, não só para o
limite de contração, bem como para as demais características geotécnicas apresentadas
na Tabela 3.1.
31
apresentados no capítulo 5, onde também serão mostradas aplicações da relação
constitutiva Su x e na previsão da resistência não drenada desses depósitos.
Os equipamentos e procedimentos utilizados foram os mesmos adotados por
Botelho (2001) e Almeida (2004). Desta forma, não serão apresentados os
procedimentos utilizados para a realização do ensaio HCT nesta pesquisa, sendo
mostrados apenas os resultados obtidos no ensaio. As Figuras 3.5 e 3.6 mostram a
poropressão gerada na base da amostra de lama em função do tempo, durante o ensaio
de adensamento induzido por percolação e durante o ensaio de permeabilidade saturada,
respectivamente.
2,4
2,2
2,0
q = 0,25 ml/min
1,8
Poropressão gerada (kPa)
1,6
1,4
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0,0
-0,2
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000
Tempo (s)
Figura 3.5 – Poropressão gerada na base durante o ensaio de adensamento induzido por
percolação.
Através dos resultados obtidos no ensaio HCT foi possível obter os parâmetros
constitutivos de compressibilidade e permeabilidade utilizando o programa SICTA
(“Seepage Induced Consolidation Test Analysis”) desenvolvido por Abu-Hejleh &
Znidarcic (1992). Os dados de entrada e os parâmetros obtidos de compressibilidade (A,
B e Z) e permeabilidade (C e D) são mostrados na Tabela 3.2.
32
3,2
3,0
q = 0,025 ml/min
2,8
2,6
2,4
Tempo (s)
33
As relações de compressibilidade e permeabilidade adotadas por Liu e Znidarcic
(1991) e utilizadas no programa SICTA são do tipo:
e = A * (σ ´v + Z ) B (3.1)
k = Ce D (3.2)
6,5
6,0
5,5
5,0
4,5
Ín d ice d e V a zios
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000
34
5,0
4,5
4,0
3,5
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
1,0E-09 1,0E-08 1,0E-07 1,0E-06
Condutividade hidráulica (m/s)
35
externos que faceiam o tubo nos quais são parafusadas a base e a tampa, o pistão e os
anéis de vedação. Os componentes do consolidômetro citados acima foram feitos com
aço 1020, com exceção do pistão que foi feito de alumínio.
Os anéis faceando o tubo, a base e a tampa do equipamento foram fabricados a
partir de tarugos que foram trabalhados até chegarem às dimensões de projeto. Já a
camisa do pistão foi feita em uma calandra (máquina utilizada para curvar chapas) a
partir de uma chapa com 14 mm de espessura. A utilização deste procedimento foi
necessária em vista da não comercialização de tubos com as dimensões de projeto.
Com relação ao pistão, a sua fabricação também foi feita a partir de um tarugo,
porém de alumínio, como citado acima. Optou-se pela utilização de alumínio para a sua
fabricação, já que o mesmo apresenta uma boa resistência mecânica e é um material que
possui uma massa específica bem inferior ao do aço. Sendo assim, a utilização de
alumínio mostrou-se mais vantajosa para o manuseamento do pistão durante as etapas
de preparação dos ensaios (pistão relativamente leve), apesar do custo mais elevado do
alumínio em relação ao aço. A Figura 3.9 mostra as principais dimensões do
equipamento, a Figura 3.10 apresenta todos os componentes do consolidômetro e a
Figura 3.11 a seqüência de montagem do mesmo.
Com relação ao sistema de vedação do equipamento foi utilizado um anel de
vedação na base e outro na tampa do equipamento. Além disso, dois anéis de vedação
foram utilizados na guia do pistão e outros dois foram colocados no pistão.
Completa o equipamento uma estrutura em aço que serve como suporte para o
consolidômetro de lama durante a realização dos ensaios. Além disso, essa estrutura é
dotada de um mecanismo que permite a rotação do consolidômetro em torno do seu
próprio eixo, permitindo o posicionamento adequado do equipamento para a realização
dos procedimentos de extrusão da amostra.
36
Figura 3.9 – Corte do consolidômetro. Todas as dimensões do equipamento em mm.
37
Figura 3.10 – Componentes do consolidômetro de lama.
38
Após a montagem e realização de diversos testes para verificação do
funcionamento adequado do consolidômetro, uma série de ensaios foram realizados de
modo a se produzir amostras com diferentes índices de vazios. A descrição da
metodologia utilizada nos ensaios com o consolidômetro é mostrada no próximo item.
39
apenas pelo topo da amostra. A Tabela 3.3 apresenta um resumo com as informações
referentes aos ensaios realizados no consolidômetro, tais como número de ensaios, tipo
de drenagem, tensões aplicadas, etc.
40
atingida a altura inicial necessária, a lama era deixada em repouso por um período de
aproximadamente 48 horas, no qual ocorriam os processos de sedimentação e
adensamento por peso próprio, conforme mostrado na figura 3.12(b).
(a) (b)
Figura 3.12 – (a) Início da colocação da lama no consolidômetro e (b) condição da lama
após sedimentação e adensamento por peso próprio.
41
(a) (b)
Figura 3.13 – (a) condição da lama depois de retirada a água sobrenadante, (b)
colocação do papel filtro e do geotêxtil.
42
Os ensaios eram encerrados quando a saída d’água da amostra cessava, ou seja,
quando a vazão e a variação de altura da amostra eram nulas ou praticamente nulas.
Atingida a condição de equilíbrio a pressão aplicada na amostra era aliviada e fazia-se a
preparação para a extrusão do bolo.
43
(a) (b)
Figura 3.16 - (a) consolidômetro após ser girado e (b) amostra sem o geotêxtil e papel
filtro.
(a) (b)
Figura 3.17 - (a) início da extrusão da amostra e (b) amostra totalmente extrudada.
44
A poropressão na base era medida por um transdutor diferencial de pressão
fabricado pela Valydine Engineering Corporation, modelo DP-15 e o diafragma
utilizado media diferenças de pressão até 50 psi (345 kPa).
Vale ressaltar que antes do lançamento da lama no consolidômetro era feita a
saturação das linhas que estavam ligadas ao transdutor diferencial de pressão, bem
como a saturação do mesmo. No transdutor chegavam duas linhas, uma vinda de um
reservatório de água e a outra da base do consolidômetro. Esta montagem permitia a
medição da diferença de pressão entre o reservatório (pressão atmosférica) e a base do
consolidômetro. Os dados de poropressão eram registrados por um sistema automático
de aquisição de dados, o que permitia um monitoramento contínuo da variação da
poropressão durante todo o ensaio. Botelho (2001) apresenta de forma detalhada o
transdutor diferencial de pressão e o sistema de aquisição de dados.
Os ensaios com medição de poropressão eram encerrados quando o excesso de
poropressão gerado na amostra devido ao carregamento aplicado era totalmente
dissipado. Posteriormente, ensaios de palheta eram realizados para a determinação da
resistência não drenada e o índice de vazios do bolo também era obtido.
A resistência não drenada foi obtida utilizando dois ensaios diferentes: o ensaio
de palheta e o ensaio de compressão triaxial não adensado, não drenado (UU). Os
ensaios triaxiais do tipo UU foram realizados apenas em uma amostra, com o objetivo
de avaliar a diferença entre os resultados obtidos com os dois ensaios. A seguir são
apresentados os equipamentos utilizados, além da metodologia adotada na determinação
da resistência não drenada da lama.
45
tanto no laboratório quanto no campo. Os itens a seguir apresentam a descrição do
equipamento palheta e a metodologia utilizada nos ensaios.
46
determinação da resistência com relação diâmetro versus altura: 16 x 32 mm (pequena),
20 x 40 mm (média) e 25,4 x 50,8 mm (grande).
No momento da realização do ensaio, um torque é aplicado ao equipamento,
fazendo com que a parte superior do cilindro gire, criando um deslocamento angular
relativo entre as duas partes do cilindro (superior e inferior) que é proporcional ao
torque aplicado. A resistência não drenada é obtida diretamente na escala do
equipamento, sendo o valor lido multiplicado por um fator igual a 2 para a palheta
pequena e dividido por 2 para a palheta grande. No caso da palheta média não há
necessidade de aplicação de fatores de correção (resistência não drenada é o próprio
valor lido na escala). A Figura 3.19 mostra a medida da resistência não drenada
utilizando o equipamento palheta. Destaca-se que o valor da resistência não drenada
refere-se à resistência de pico (a medida na escala trava no maior valor).
47
ensaio seguiu as recomendações do fabricante, em vista da inexistência de normas para
este ensaio, sendo que a ruptura se dava para um intervalo de 5 a 10 segundos.
(a) (b)
Figura 3.20 - (a) penetração da palheta e (b) aplicação do torque.
48
Figura 3.21 – Condição final da amostra.
Na série de amostras obtidas com drenagem apenas pelo topo, foi pesquisada a
influência da velocidade de rotação das palhetas e o efeito da submersão das amostras.
As amostras foram divididas em metades e em cada porção foi feito um daqueles
estudos.
Ao todo foram realizados seis ensaios de palheta em cada amostra para o estudo
da velocidade, sendo dois ensaios com velocidade normal de rotação da palheta (ruptura
de 5 a 10 segundos), dois ensaios com velocidade lenta de rotação (ruptura acima de 2
minutos) e dois ensaios com velocidade rápida de rotação (ruptura inferior a 1 segundo).
Excetuando-se a velocidade de rotação da palheta e o fato da amostra utilizada para a
determinação do perfil de índice de vazios ser coletada da mesma região na qual foram
realizados os ensaios de palheta, os demais procedimentos são idênticos aos citados no
49
item 3.1.4.3 e 3.1.5.3. A Figura 3.22(a) ilustra a amostra de lama após a realização dos
ensaios e coleta de material para a determinação do perfil de índice de vazios.
A outra metade da amostra ainda intacta era então transferida para uma placa de
vidro, tomando-se o cuidado para que a amostra sofresse o mínimo de perturbação
possível. Em seguida, a amostra de lama era colocada em um recipiente com água
conforme mostrado na Figura 3.22 (b).
Os ensaios de palheta para a determinação da resistência não drenada da amostra
de lama submersa eram feitos em 3 momentos: 1,16 e 24 horas após a imersão em água.
Vale ressaltar que neste caso era utilizada a velocidade de rotação recomendada pelo
fabricante, ou seja, a amostra de lama era levada à ruptura para um tempo entre 5 e 10
segundos.
Posteriormente à realização do último ensaio de resistência, 24 horas após a
imersão, a amostra era retirada para a determinação do índice de vazios submerso. Para
isso, coletava-se uma quantidade representativa de material no centro da amostra,
evitando assim que a água acumulada nas bordas, no topo e na base da amostra, não
interferisse no valor real do teor de umidade da lama. A Figura 3.23 (a) mostra o
ensaio de palheta na amostra submersa e a 3.23(b) o material retirado para a
determinação do teor de umidade da lama.
(a) (b)
Figura 3.22 – (a) amostra utilizada na pesquisa da influência da velocidade e
(b) amostra de lama submersa.
50
(a) (b)
Figura 3.23 – (a) ensaio de palheta na amostra submersa e (b) amostra retirada para
determinação do índice de vazios.
51
a sedimentar e adensar novamente, sendo retirada a água sobrenadante 48 horas após o
segundo lançamento. Este procedimento foi adotado já que a altura final de lama após a
aplicação da carga teria que apresentar uma altura mínima de 7cm. Desta forma, a
quantidade de lama necessária para a realização do ensaio foi bastante elevada, o que
exigiu um lançamento em duas etapas. A Figura 3.24 mostra a condição final da
amostra.
Figura 3.24 – Condição final da amostra fabricada para a realização de ensaios UU.
52
Figura 3.25 – Ensaio triaxial do tipo UU.
53
realizadas por um equipamento denominado Levelogger, enquanto para as poropressões
negativas foi utilizado um tensiômetro do tipo Jet Fill.
54
O enchimento foi feito em dois estágios: na primeira etapa, até 5,5 horas após o
início do lançamento, com uma taxa de enchimento de aproximadamente 11cm/h, e
numa segunda etapa, de 5,5 horas até o término do lançamento, com uma taxa de
enchimento de 21,8cm/h.
55
120
110
100
90
A ltu ra d e la m a (cm )
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8
Tempo (horas)
56
140
130
120
110
C a rg a d e p ressã o (cm )
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26
Tempo (horas)
140
130
120
110
C a rg a d e p ressã o (cm )
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140
57
3.2.2 – Recalque da camada de lama.
58
Figura 3.31 – Condição da camada após a drenagem da água sobrenadante.
120
110
Sedimentação e Ressecamento
100
Adensamento
90
A ltu ra d a ca m a d a (cm )
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140
Tempo (dia)
59
3.2.3 – Monitoramento da poropressão.
60
Figura 3.33 - Levelogger LT, modelo M10.
61
Figura 3.34 – Conjunto utilizado no monitoramento da poropressão.
62
havendo um excesso de poropressão que é dissipado com o tempo. Os cinco últimos
patamares são referentes a medidas de pressão na lama.
130
120 z = 105 cm
110
Profundidade da camada de água = 105 cm
100
C a rg a d e p ressã o (cm )
z = 90 cm
90
z = 80 cm
80
z = 70 cm
70
z = 60 cm
60
Profundidade da camada de lama = 54 cm
50
z = 50 cm
40
z = 30 cm
30
20
z = 15 cm
10
0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110
Tempo (min)
63
explicado por um provável fluxo pela base do tanque, em função de alguma trinca na
base ou em virtude de falhas de construção no contato entre a base do tanque e a parede
construída em blocos de concreto.
120
100
A ltu ra c a m a d a (cm )
80
60
Nível de lama
40
20
0
0 20 40 60 80 100 120
Pressão (cm)
64
Carga de pressão Carga Total
120
100
A ltu r a c a m a d a (c m )
80
60
Nível de lama
40
20
0
0 20 40 60 80 100 120
Pressão (cm)
.
Figura 3.37 – Carga de pressão e carga total no dia 5.
120
100
A ltu r a c a m a d a (c m )
80
60
Nível de lama
40
20
0
0 20 40 60 80 100 120
Pressão (cm)
65
Carga de pressão Carga Total
120
100
A ltu r a c a m a d a (c m )
80
60
40 Nível de lama
20
0
0 20 40 60 80 100 120
Pressão (cm)
40
35
Nível de lama
30
A ltu ra c a m a d a (cm )
25
20
15
10
0
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Carga (cm)
Figura 3.40 – Carga de pressão e carga total no dia 82 (ainda usando o levelogger).
66
Vale ressaltar que esta sonda não é capaz de medir poropressões negativas,
havendo assim, a possibilidade da ocorrência de sucção nas camadas mais superficiais
no dia 82. Em vista do perfil encontrado, as medidas de poropressão passaram a ser
feitas com um tensiômetro do tipo Jet Fill.
67
Este equipamento é composto basicamente por uma pedra porosa com alta
pressão de entrada de ar na base, um tubo de plástico ligado a um sistema de medição
de pressão (manômetro de vácuo com escala de 0 a 100kPa) e um reservatório de água
localizado na parte superior do equipamento. Além disso, no reservatório de água existe
um dispositivo que permite injetar água sob pressão (mecanismo “jet fill”) no sistema.
Antes da instalação do tensiômetro na lama, a pedra porosa e o tubo de plástico
eram conectados e preenchidos com água deaerada, sendo promovida a saturação da
pedra porosa através da percolação de água por algumas horas. Completada a saturação,
o reservatório de água era acoplado ao tubo de plástico e preenchido com água até ¾ da
altura. Em seguida, o botão de acionamento de mecanismo Jet Fill era pressionado
durante alguns minutos para a remoção do ar do sistema.
Após a saturação e a retirada do ar do sistema, o tensiômetro era então penetrado
na lama até a marcação da profundidade indicada no equipamento que era de 15 cm.
Vale ressaltar que este equipamento é desenvolvido para a medição da sucção em uma
profundidade pré-estabelecida. Sendo assim, não foi possível a obtenção de um perfil de
sucção da camada de lama, já que os demais tensiômetros disponíveis apresentavam
profundidades de instalação de 30, 45, 60 e 90 cm que eram superiores a altura da
camada de lama no período de ocorrência de poropressões negativas.
Esse procedimento de instalação foi adotado enquanto a lama estava numa
consistência mole, não havendo dúvidas ou indícios de problemas de contato da pedra
porosa com o material circundante. À medida que a lama ficou mais densa, a penetração
do tensiômetro gerava trincas e foi necessário realizar um pré-furo de diâmetro
ligeiramente menor que o diâmetro da pedra porosa para garantir o contato da mesma
com a lama. A Figura 3.42 (a) e (b) mostra a realização do pré-furo e o tensiômetro
instalado.
Inicialmente, a água no tensiômetro apresentava pressão igual a atmosférica e a
água na lama encontrava-se abaixo da pressão atmosférica. Quando instalado, havia um
fluxo da água presente no tensiômetro para a lama até ser atingido a situação de
equilíbrio, que ocorria quando o fluxo de água cessava. Esse fluxo de água do
tensiômetro para a lama provocava uma sucção no equipamento que era medido através
do manômetro. A Figura 3.43 apresenta a evolução da sucção com o tempo na camada
de lama.
68
(a) (b)
Figura 3.42 – (a) realização do pré-furo e (b) tensiômetro devidamente instalado.
90
80
70
60
Sucção (kPa)
Ponto 1
50 Ponto 2
40 Ponto 3
Ponto 4
30
20
10
0
85 90 95 100 105 110 115 120 125
Tempo (dia)
69
83kPa e ocorreu aproximadamente para o dia 120. Vale lembrar, que valores de sucção
superiores ao registrado no dia 120 devem ter ocorrido na camada de lama, entretanto
não foi possível o registro em vista da ocorrência do fenômeno de cavitação.
3.2.4 – Amostragem.
70
Figura 3.45 – Amostrador do tipo pistão.
71
espessura de parede de 1,5mm. Além disso, possui um pistão interno de 2 cm de altura,
sendo que o tubo e o pistão são conectados a dois conjuntos de hastes independentes.
72
amostras menores. As Figuras 3.47 (a), (b), (c) e (d) apresentam as etapas da
amostragem.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 3.47 – (a) início da penetração na lama, (b) penetração total do amostrador na
lama, (c) amostra coletada e (d) extrusão da amostra.
73
lama no tanque e as amostras obtidas no consolidômetro foi a utilização das hastes de
extensão. O procedimento adotado consistiu em penetrar a palheta cuidadosamente até a
profundidade desejada e girar o equipamento (corpo cilíndrico, hastes e palheta) em
sentido horário com a velocidade angular recomendada até a ruptura da lama.
Em cada campanha de ensaios eram realizados três perfis de resistência. O valor
da resistência não drenada em função da profundidade era obtido através da média dos
três perfis, sendo que para cada perfil eram realizados de 4 a 5 ensaios, de modo que os
ensaios eram feitos nas mesmas profundidades para os três perfis. A Figura 3.48 mostra
o ensaio de palheta.
Vale ressaltar que era deixado um espaçamento de cerca de 4 cm de
profundidade entre um ensaio e outro, de modo que a região já ensaiada não viesse a
interferir no resultado do novo ensaio. Além disso, a fim de avaliar o efeito da
resistência mobilizada apenas nas hastes, eram realizadas medidas da resistência não
drenada a cada 5 cm de profundidade sem a utilização da palheta, ou seja, o ensaio
acontecia somente com o corpo cilíndrico e as hastes de extensão. Esse procedimento
passou a ser adotado apenas nas fases mais avançadas do ressecamento (maior contato
entre as hastes e a lama), sendo o valor da resistência não drenada corrigido do valor
mobilizado pelas hastes. De um modo geral, a correção nos valores da resistência não
drenada variou de 1 a 4 Kpa, sendo 1 nas camadas superficiais e 4 na base da camada.
74
Os três perfis de resistência apresentaram resultados bastante semelhantes,
principalmente nas fases iniciais do ressecamento no qual a lama apresentava baixos
valores de resistência não drenada. Entretanto, à medida que a resistência não drenada
aumentava a dispersão dos resultados passou a ser um pouco maior em virtude da
utilização da palheta menor, porém, mesmo neste caso, os resultados mostraram ser
bastante consistentes.
Através dos dados obtidos nas amostragens e nos perfis de resistência foi
possível obter a relação entre a variação da resistência não drenada em função do índice
de vazios para uma camada de lama submetida ao ressecamento. Esta relação obtida em
campo, além da determinada em laboratório com o consolidômetro é mostrada no
capítulo 4.
75
Capítulo 4
Na parte inicial deste capítulo são apresentadas as curvas típicas obtidas dos
ensaios com o consolidômetro e a evolução dos perfis de índices de vazios e resistência
não drenada da lama depositada no tanque. Os ensaios de laboratório e o monitoramento
de campo permitiram relacionar a tensão efetiva com o índice de vazios da lama. Desta
forma, foi possível comparar os resultados de compressibilidade obtidos no
consolidômetro e da lama ressecada em campo com a curva encontrada no ensaio HCT.
Além disso, a relação entre tensão efetiva e resistência não drenada, e a avaliação da
influência na resistência não drenada da velocidade de rotação da palheta e da
inundação da lama em água são mostradas.
A determinação da curva que relaciona índice de vazios e resistência não
drenada também é feita neste capítulo, que é concluído com uma comparação entre os
resultados de resistência não drenada obtidos através dos ensaios UU e palheta.
6,0
5,5
5,0
4,5
4,0
Ín d ice d e v a zio s
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
0 50 100 150 200 250 300 350
Tempo (min)
Essa variação do índice de vazios ocorre em função da saída da água dos vazios
da lama, sendo que o volume de água drenado no topo e na base da amostra em função
do tempo é apresentado na Figura 4.2.
77
Observa-se que inicialmente há uma grande drenagem de água, tanto no topo
quanto na base da amostra, ou seja, a vazão de água é bastante alta nessa etapa inicial,
com uma vazão média total nos primeiros 10 minutos de 45ml/min. À medida que se
prossegue o ensaio, tem-se uma diminuição gradativa da vazão até a mesma tornar-se
nula, não havendo portanto mais drenagem de água da amostra. O final da drenagem é
caracterizado no tempo de 230 minutos, que é justamente o mesmo período de tempo
em que o índice de vazios não apresenta mais alterações (Figura 4.1), mostrando que
toda diminuição no índice de vazios da amostra é causada pela saída da água dos seus
vazios. Vale ressaltar que a determinação do índice de vazios foi feita de forma
independente do volume de água drenado, sendo utilizada a Equação 4.3 para a
obtenção do mesmo.
Topo Base
2500
2250
2000
1750
V o lu m e (cm 3 )
1500
1250
1000
750
500
250
0
0 50 100 150 200 250 300 350
Tempo (min)
78
drenagem ocorreu apenas pelo topo e a carga aplicada no pistão foi de 220kPa. Os
resultados da variação do índice de vazios e do volume no tempo apresentam
características e comportamento similares aos resultados mostrados anteriormente
(Figuras 4.1 e 4.2), exceto pelo fato de que toda drenagem da água ocorre pelo topo da
amostra.
4,0
3,5
3,0
Ín d ice d e v a zio s
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
0 100 200 300 400 500
Tempo (min)
79
3500
3000
2500
V o lu m e (cm 3 ) 2000
1500
1000
500
0
0 100 200 300 400 500
Tempo (min)
80
Fase 1 Fase 2 Fase 3 Fase 4
240
220
200
180
160
P o ro p ressã o (k P a )
140
120
100
80
60
40
20
0
-20
-40
0 100 200 300 400 500
Tempo (min)
4.2 – Evolução dos perfis de índice de vazios e resistência não drenada da camada
de lama depositada no tanque.
81
No dia 86 com a camada já sujeita ao ressecamento, o índice de vazios próximo
ao topo da camada é um pouco menor que o índice de vazios na base da camada.
Percebe-se que o efeito do ressecamento no topo da camada é superior ao efeito
provocado por peso próprio na base da camada (perfil do dia 86). Essa tendência se
estende por todo o perfil com o desenvolvimento do ressecamento, como pode ser
observado pelo perfil do dia 96.
Os perfis do dia 96 ao dia 115 são praticamente uniformes ao longo das camadas
mais profundas, sendo que essa uniformidade não prevalece nas camadas mais
superficiais, em virtude dos efeitos mais pronunciados do ressecamento serem
experimentados nas camadas de topo. Entretanto, percebe-se que quanto mais avançado
o estágio de ressecamento maior a tendência de uniformidade ao longo de todo perfil,
inclusive para as camadas mais superficiais.
45
40
35 Dia 45
Dia 86
30
Dia 96
Altura (cm)
25 Dia 101
Dia 109
20 Dia 115
Dia 121
15
Dia 139
10 Dia 156
0
1 1,5 2 2,5 3 3,5 4
Índice de vazios
A partir do dia 121 essa uniformidade ao longo de toda camada pode ser
observada, sendo os perfis de índice de vazios praticamente verticais. Esse
comportamento pode ser explicado em virtude da alta sucção nas camadas superficiais,
82
dificultando a retirada da água dos vazios nessas camadas. Entretanto, as camadas mais
profundas estão submetidas a níveis de sucção mais baixos, o que facilita a retirada da
água dos vazios nessas camadas pelas paredes laterais trincadas, acarretando assim, em
um perfil de índice de vazios praticamente constante ao longo de toda a camada.
Vale lembrar que a taxa em que a água é retirada da lama diminui com o
aumento da sucção, sendo que ao ser atingido o limite de contração, essa retirada de
água não provoca nenhuma redução adicional no índice de vazios. Esse estágio é
representado pelo perfil do dia 156, no qual a lama está em uma condição próxima ao
início da desaturação. Ressalta-se que não foi possível confrontar o valor obtido do
índice de vazios mínimo da lama (emín = 1,13) em laboratório com o emín de campo, já
que do dia 159 em diante não foi possível a realização de novas amostragens.
Essa grande redução no índice de vazios (Figura 4.6) ocorrida no depósito
promoveu um elevado ganho de resistência não drenada do material como pode ser
observado na Figura 4.7.
35
30
25 Dia 86
Dia 96
Altura (cm)
Dia 101
20
Dia 109
Dia 115
15
Dia 121
Dia 139
10 Dia 156
0
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Figura 4.7 - Evolução dos perfis de resistência não drenada da lama deposita no tanque.
83
Observa-se que o perfil de resistência não drenada para o dia 45 não foi
apresentado, em vista da resistência nula ao longo de todo o depósito, o que sugere que
todo ganho de resistência do material ocorreu em virtude do ressecamento da camada.
O perfil de resistência do dia 86 indica valores ligeiramente maiores de
resistência não drenada no topo e na base da camada, que podem ser relacionados aos
menores índices de vazios obtidos nessas regiões (Figura 4.6). A partir do dia 96 até o
dia 115, as maiores resistências são obtidas no topo da camada (menores índices de
vazios), já que o ressecamento foi mais efetivo nas camadas superficiais durante esse
período.
Excetuando-se a resistência não drenada obtida no topo da camada para o dia
156, os perfis de resistência dos dias 121, 139 e 156 apresentam em acordo com os
perfis de índice de vazios encontrados, já que a resistência não drenada é praticamente
constante ao longo de toda a camada.
Vale lembrar que o monitoramento dos perfis de índice de vazios foi
interrompido no dia 156, pois a partir desse dia a lama apresentava resistência tal que
impossibilitava a cravação do amostrador na lama. Sendo assim, a determinação dos
perfis de resistência não drenada também foi encerrada no mesmo dia, apesar da
resistência não drenada no depósito continuar ainda aumentando.
84
adicional de vazios aconteceu por conta do ressecamento provocado pela evaporação da
água dos vazios da lama.
Sendo assim, a relação entre índice de vazios e tensão efetiva obtida por
métodos distintos pode ser comparada com a curva de compressibilidade determinada
no ensaio HCT.
Com relação aos ensaios no consolidômetro de lama, tem-se que a tensão
atuando sobre a amostra é obtida através da multiplicação da tensão aplicada (pressão
de ar) no pistão por um fator igual a 0,982. Esse fator de correção é necessário em vista
da diferença entre as áreas de aplicação da pressão e da amostra. A determinação do
fator de correção foi obtida através da Equação 4.1.
⎛ Aamostra − A pistão ⎞
σ = σ ar * ⎜⎜ ⎟⎟ (4.1)
⎝ Aamostra ⎠
e = Gs * w (4.2)
e
⎡⎛ ρ ⎞ ⎤ ⎛ V final ⎞
e = ⎢⎜⎜ s * winicial ⎟⎟ + 1⎥ * ⎜⎜ ⎟⎟ − 1 (4.3)
⎣⎝ ρ w ⎠ ⎦ ⎝ Vinicial ⎠
Quando o índice de vazios era determinado pela Equação 4.2, o valor obtido era
referente ao índice de vazios da amostra de lama após a descompressão, sendo que o
teor de umidade utilizado no cálculo do índice de vazios correspondia à média dos 5
trechos da amostra, conforme explicado no item 3.1.5.3. Entretanto, a utilização da
Equação 4.3 permitia a determinação do índice de vazios da lama antes da retirada da
85
carga atuando sobre a amostra (descompressão). Os parâmetros necessários para o
cálculo do índice de vazios antes da descompressão eram: o volume inicial, o volume
final da amostra, que era função da altura da haste do pistão, o teor de umidade inicial
da lama e massa específica dos sólidos e da água.
A Figura 4.8 mostra a comparação entre a curva de compressibilidade
determinada no ensaio HCT e os resultados obtidos no consolidômetro de lama
utilizando os dois diferentes métodos de cálculo do índice de vazios.
Percebe-se que ambos os resultados se ajustam de forma quase que perfeita à
curva do ensaio HCT. Porém, os índices de vazios determinados antes da
descompressão da amostra apresentam um ajuste ainda melhor, já que ao ser retirada a
carga da amostra tem-se uma dilatação do material, sendo portanto, recomendável a
utilização da Equação 4.3 para a determinação dos índices de vazios da lama, no caso de
um estudo de compressibilidade. Vale ressaltar que para o cálculo do índice de vazios
antes da descompressão, a compressibilidade do geotêxtil não foi considerada (geotêxtil
incompressível). Essa hipótese simplificadora pouco altera os resultados em função da
elevada compressibilidade da lama em relação à do geotêxtil.
2,0
1,9
1,8
1,7
1,6
1,5
Índice de V azios
1,4
1,3
1,2
1,1
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
10 100 1000
Tensão Efetiva (kPa)
86
Esses resultados além de darem suporte e validar os resultados obtidos no ensaio
HCT com bomba de fluxo, mostram a grande potencialidade do consolidômetro na
determinação das propriedades de compressibilidade de lamas.
Além dos resultados de compressibilidade obtidos no consolidômetro, o
monitoramento de campo possibilitou avaliar a diminuição do índice de vazios da lama
depositada no tanque. Neste caso, a diminuição do índice de vazios foi provocada em
função do desenvolvimento de poropressões negativas no depósito de lama ressecada.
A tensão efetiva era basicamente função do nível de sucção na profundidade de
instalação do tensiômetro (15cm) e do peso próprio da camada de lama. A Equação 4.4
foi utilizada na determinação da tensão efetiva a 15 cm de profundidade do depósito.
87
Campo Bomba de fluxo
2,0
1,9
1,8
1,7
1,6
Índice de V azios 1,5
1,4
1,3
1,2
1,1
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
10 100 1000
88
o mesmo nível de tensão, a resistência da lama submetida ao ressecamento é 60% maior
que as amostras adensadas em laboratório. A resistência não drenada mais elevada da
lama no caso de campo pode ser explicada pela sucção gerada em virtude do
ressecamento, provocando um incremento na resistência não drenada do material.
60
55
50
R esistên cia n ã o d ren a d a (k P a )
45
40
35
30
Su = 0,1395σ’+ 0,4022
25 2
R = 0,998
20
15
10
5
0
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500
Figura 4.10 – Relação entre nível de tensão e resistência não drenada para a lama
adensada.
89
20
18
14
12
10
Su = 0,2252σ’ - 0,7283
8 2
R = 0,9956
6
0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
Figura 4.11 – Relação entre tensão efetiva e resistência não drenada para a lama
submetida ao ressecamento.
60
55
R esistên cia n ã o d ren a d a (k P a )
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500
90
Observa-se um ajuste quase perfeito dos resultados de resistência não drenada
obtidos em laboratório com a correlação determinada por Skempton (1957). Já no caso
dos resultados da lama ressecada, a correlação de Skempton (1957) não se aplicada, em
virtude da presença de sucção no depósito de lama, o que garante uma resistência
adicional ao material.
91
70
60
40
30
20
10
0
0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6
Índice de vazios
Figura 4.13 – Resultado global da resistência não drenada versus índice de vazios.
onde exp significa neperiano. Através da equação percebe-se que quanto menor o índice
de vazios maior a resistência não drenada, sendo que para a faixa de índice de vazios
elevados, uma grande redução no índice de vazios acarretará em um pequeno aumento
92
de resistência não drenada. Já para índice de vazios menores, qualquer redução no
índice de vazios promoverá um ganho significativo de resistência não drenada.
60
55
50
R esistên cia n ã o d ren a d a (k P a )
45
40
35
-5,3115.e
Su = 13633exp
30 2
R = 0,9888
25
20
15
10
5
0
1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7
Índice de vazios
Figura 4.14 – Relação entre resistência não drenada e índice de vazios da lama.
A relação entre índice de vazios e resistência não drenada obtida para a lama
depositada em campo é mostrada na Figura 4.15. Observa-se que o comportamento da
curva é similar à obtida em laboratório. Neste caso, os ensaios de resistência e
amostragem só foram realizados com a lama apresentando uma consistência de mole a
média.
A Figura 4.16 mostra uma comparação entre a equação de ajuste obtida em
laboratório e os dados obtidos em campo. Observa-se que há uma tendência da maioria
dos resultados de campo estar acima da curva de laboratório, o que indica que para um
mesmo índice de vazios tem-se uma resistência não drenada maior para a lama
ressecada. Entretanto, à medida que o índice de vazios diminui os resultados de campo
se aproximam da curva de ajuste de laboratório. Vale ressaltar que a Figura 4.16 é
mostrada em escala logarítmica de modo a facilitar a visualização dos resultados.
93
50
45
35
30
-4,2836.e
Su = 4303,6exp
25 2
R = 0,9531
20
15
10
0
1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2
Índice de vazios
Figura 4.15 – Resistência não drenada versus índice de vazios para a lama ressecada.
Campo Laboratório
100
R esistência naõ drenada (kPa)
10
1
1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2
Índice de vazios
Figura 4.16 – Variação dos resultados obtidos em campo com a curva de laboratório.
94
Essa diferença entre as curvas pode ser atribuída à sucção presente no campo,
bem como as perturbações da amostra durante a amostragem. Entretanto, as curvas
obtidas apresentam comportamento bastante próximo, sendo a diferença na resistência
não drenada pouco significativa principalmente para índices de vazios mais reduzidos,
conforme indicado na Figura 4.17.
Campo Laboratório
60
55
R esistên cia n ã o d ren a d a (k P a )
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9
Índice de vazios
95
segundos) que é recomendada pelo fabricante. Sendo assim, a realização de ensaios de
resistência com velocidades abaixo da recomendada pouco influencia na determinação
da resistência não drenada. Já para o caso da velocidade de rotação rápida, os valores
obtidos de resistência não drenada são extremamente altos. Comparando-se as curvas
para o caso rápido e normal, se tem uma resistência não drenada 60% maior quando se
utiliza uma velocidade rápida de rotação, mostrando que velocidades muito elevadas
influenciam significativamente na determinação da resistência não drenada. Biscontin &
Pestana (1999) encontraram aumento de resistência não drenada semelhante para
elevadas velocidades de rotação, conforme apresentado no item 2.2.2.1.
100
-5,6029.e
Su = 15099exp
90 2
R = 0,9865
R esistên cia n ã o d ren a d a (k P a )
80
-5,0581.e
Su = 8555exp
70 2
R = 0,9882
60
-5,437.e
Su = 21721exp
50 2
R = 0,9472
40
30
20
10
0
1 1,05 1,1 1,15 1,2 1,25 1,3 1,35 1,4 1,45
Índice de vazios
Além disso, a qualidade dos resultados obtidos quando se utiliza uma velocidade
muito alta de rotação é inferior aos resultados encontrados para velocidades normais e
lentas, como pode ser observado pela maior dispersão dos resultados e pior ajuste da
curva.
96
4.7 – Resistência não drenada das amostras inundadas.
30
R esistên cia n ã o d ren a d a su b m ersa (k P a )
25
20
15
Su (sub) = 0,5969.Su + 2,1729
2
R = 0,9878
10
0
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Figura 4.19 – Relação entre a resistência não drenada da lama antes e após a inundação
em água.
97
A Figura 4.20 mostra a relação entre o índice de vazios inicial da amostra de
lama e o índice de vazios da amostra submersa. Percebe-se que há um aumento no
índice de vazios da lama em virtude da inundação da amostra em água, sendo que
quanto menor o índice de vazios inicial da amostra maior será o aumento do índice de
vazios da amostra inundada. No caso da amostra com o maior índice de vazios, o
aumento no mesmo foi de apenas 1,4%; enquanto que para o menor índice de vazios, o
aumento no mesmo foi de 7,6%.
1,5
1,45
1,4
Ín d ice d e v a zio s su b m erso
1,35
1,3
1,25
e (sub) = 0,8619.e + 0,2034
1,2 2
R = 0,9862
1,15
1,1
1,05
1
1 1,05 1,1 1,15 1,2 1,25 1,3 1,35 1,4 1,45
Índice de vazios
Através dos resultados mostrados acima, foi possível obter duas curvas
relacionando resistência não drenada e índice de vazios: uma correlação para a amostra
de lama antes da inundação e outra para a amostra inundada, conforme apresentado na
Figura 4.21.
Observa-se que a resistência não drenada é menor para o caso da amostra
submersa, com uma redução de resistência de aproximadamente 10% em relação à
amostra original. Neste caso, a redução da resistência não drenada não pode ser
explicada pelo aumento no índice de vazios, já que a resistência não drenada submersa é
98
relacionada com o novo índice de vazios da lama que foi determinado para a amostra
inundada. Sendo assim, essa redução da resistência não drenada pode ser atribuída à
quebra da sucção provocada pela inundação da amostra em água.
50
45
R esistên cia n ã o d ren a d a (k P a )
40
-5,0581.e
Su = 8555exp
35 2
R = 0,9882
30
-4,9588.e
Su = 6579,3exp
25 2
R = 0,9686
20
15
10
0
1 1,05 1,1 1,15 1,2 1,25 1,3 1,35 1,4 1,45 1,5
Índice de vazios
Figura 4.21 – Relação entre resistência não drenada e índice de vazios para a amostra de
lama antes e após a imersão em água.
A redução total da resistência não drenada foi em torno de 40% (Figura 4.19),
sendo que 10% dessa redução pode ser atribuída à quebra da sucção e os outros 30% ao
aumento no índice de vazios da lama.
4.8 – Resistência não drenada da lama para os ensaios triaxiais do tipo UU.
99
110
100
90
80
T en sã o a x ia l (k P a )
70
60
50
40
30
20
10
0
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22
Figura 4.22 – Curva tensão versus deformação para tensão confinante nula.
160
140
120
T en sã o a x ia l (k P a )
100
80
60
40
20
0
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Figura 4.23 - Curva tensão versus deformação para tensão confinante igual a 100kPa.
100
160
140
120
T en sã o a x ia l (k P a )
100
80
60
40
20
0
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26
Figura 4.24 - Curva tensão versus deformação para tensão confinante igual a 200kPa.
Observa-se pela Tabela 4.1 que a resistência não drenada obtida no ensaio de
compressão simples (UU1) foi igual à resistência não drenada determinada pela média
dos ensaios de palheta. Comparando-se agora os resultados de resistência não drenada
na qual foram aplicadas tensões confinantes (UU2 e UU3) percebe-se que os resultados
foram praticamente idênticos, mostrando que a tensão confinante não afetou o valor da
resistência não drenada, como era de se esperar. Entretanto, a resistência não drenada
obtida nos ensaios UU2 e UU3 foi praticamente 50% superior à obtida no ensaio de
compressão simples.
101
As diferenças nos valores da resistência não drenada encontradas entre os
ensaios mostrados acima podem ser atribuídas a uma série de fatores: amolgamento da
amostra, perda de umidade, tempo decorrido entre a moldagem dos corpos de prova e a
realização do ensaio, variação no diâmetro do corpo de prova após a aplicação da tensão
confinante, dentre outros. Além disso, vale ressaltar que a resistência não drenada de
um solo não é uma propriedade fundamental do material dependendo inclusive do tipo
de ensaio adotado para a sua determinação, conforme destaca Ladd (1971), Pinto (1992)
e Cehn & Kulhawy (1994).
Esta discussão sobre as diferentes resistências não drenadas obtidas não será
estendida já que essa comparação só foi feita para uma única amostra fabricada, sendo
necessário um maior número de dados para se concluir algo sobre assunto. Além disso,
a comparação da resistência não drenada obtida por diferentes ensaios não é o objeto
principal da pesquisa, na qual a determinação da relação entre índice de vazios e
resistência não drenada é obtida através de ensaios de palheta.
Foi mostrado neste capítulo a relação entre tensão efetiva versus resistência não
drenada, a compressibilidade da lama obtida em campo e no ensaio com o
consolidômetro, estudos referentes à variação da resistência não drenada em função da
velocidade de rotação da palheta e da inundação da amostra, bem como uma
comparação entre a resistência não drenada obtida por ensaios de palheta e por ensaios
triaxiais do tipo UU. Entretanto, vale destacar que estes estudos citados acima não são o
foco e o objetivo principal desse trabalho, sendo os mesmo realizados e os resultados
apresentados de forma a acrescentar e complementar o estudo acerca da resistência não
drenada da lama e da relação constitutiva obtida.
Essas relações constitutivas entre índice de vazios e resistência não drenada
determinadas nos ensaios de laboratório e no monitoramento/ensaios de campo
apresentam um comportamento exponencial. Embora obtidas através de metodologias
bastante distintas, essas relações apresentam certa semelhança quando comparadas
(Figura 4.17), sendo que os melhores resultados (ajuste) foram encontrados para os
ensaios em laboratório. Desta forma, a previsão dos perfis de resistência não drenada e
102
cálculo da estabilidade de estruturas sobre o depósito de lamas, que serão apresentadas
no capítulo seguinte, foram feitos baseados na relação constitutiva determinada em
laboratório (Equação 4.5), não sendo explorada a relação obtida em campo.
103
Capítulo 5
105
fase de enchimento. Esse recalque é função do adensamento da camada de lama, sendo
que praticamente todo ele ocorre nos primeiros 8 anos. A partir do ano 8, o recalque
adicional é provocado por algum adensamento residual e principalmente pelo
ressecamento da camada, sendo essa redução de aproximadamente 1,5m.
50
45
Enchimento instantâneo
40
35
Enchimento nominal
Altura (m)
30
25
20
15
10
Enchimento escalonado
5
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11
Tempo (Ano)
106
18
16
14 Ano 2
Ano 4
12
Ano 6
Altura (m)
10 Ano 8
Ano 8,8
8 Ano 9,2
Ano 9,4
6
Ano 9,7
4 Ano 9,9
0
0 1 2 3 4 5 6 7
Índice de vazios
107
18
16
14 Ano 2
Ano 4
12
Altura (m) Ano 6
10 Ano 8
Ano 8,8
8 Ano 9,2
Ano 9,4
6
Ano 9,7
4 Ano 9,9
0
0 5 10 15 20 25 30 35 40
108
mostra a os efeitos diferenciados do ressecamento para as fases inicial e final de atuação
desse processo físico.
36
34
32 0.823
30
28
26
Altura (m)
24
22
20
18
16
14
12
10
8
5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90
Comprimento (m)
109
sendo possível a execução da cobertura com a altura de projeto de 2,5m. Neste caso, a
execução da cobertura só seria possível, caso a mesma fosse construída em etapas ou
fosse utilizada alguma estrutura de reforço. Já para o Ano 9,9, a cobertura apresenta um
fator de segurança satisfatório (FS = 1,562), sendo possível a execução da mesma com a
altura de projeto.
36
34
32 1.562
30
28
26
Altura (m)
24
22
20
18
16
14
12
10
8
5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90
Comprimento (m)
110
perceber que o fator de correção majora a resistência não drenada. Essa majoração
ocorre para materiais de baixa plasticidade, já para o caso de solos de elevada
plasticidade tem-se uma redução da resistência não drenada utilizada em projeto.
A Figura 5.6 mostra a variação do fator de segurança em função do tempo. São
apresentadas duas curvas: uma para o caso em que a resistência não drenada utilizada
em projeto foi corrigida pelo fator de Bjerrum, e outra para o caso sem a utilização do
fator de correção.
1,8
1,6
F a to r d e seg u ra n ça
1,4
1,2
0,8
0,6
0,4
0,2
0
8,6 8,8 9 9,2 9,4 9,6 9,8 10
Tempo (Ano)
111
encontrada ao longo do depósito, não sendo, portanto, recomendada quando se deseja
uma reabilitação imediata da área degradada.
112
70
60
50
A ltu ra (cm ) 40
30
20
10
0
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
Tempo (dia)
Figura 5.7 – Variação da altura da camada de lama no tempo num ciclo de enchimento e
espera.
70
60
50 Dia 20
Dia 60
Altura (cm)
40 Dia 100
Dia 120
30 Dia 140
Dia 160
20 Dia 172
10
0
0 1 2 3 4 5 6 7
Índice de Vazios
113
A partir dos perfis de índice de vazios foi possível determinar os perfis de
resistência não drenada da camada, conforme mostrado na Figura 5.9. Os perfis de
resistência não drenada são praticamente constantes ao longo da altura da camada, em
conformidade aos perfis de índice de vazios (Figura 5.8). Vale ressaltar, que os perfis de
resistência anteriores ao Dia 100 não foram representados, já que a resistência não
drenada nesse período era nula, ou seja, o ressecamento da camada não promoveu
nenhum ganho de resistência do material em virtude do elevado índice de vazios ainda
encontrado na camada. A partir do dia 100, a lama passa a apresentar certa resistência,
apesar de praticamente desprezível. Entretanto, com a evolução dos processos de
ressecamento tem-se um elevado aumento da resistência não drenada da camada, sendo
que para o Dia 172 a resistência não drenada do depósito é constante e igual a 33 kPa.
70
60
50
Dia 100
Altura (cm)
40 Dia 120
Dia 140
30 Dia 160
Dia 172
20
10
0
0 5 10 15 20 25 30 35
114
sobre a camada já existente não irá promover nenhum recalque adicional na camada já
depositada, ou seja, os recalques e a diminuição no índice de vazios ocorrem apenas na
camada recém lançada. Essa hipótese foi adotada de modo a simplificar o problema,
permitindo assim, a realização de um único ciclo de enchimento e espera na avaliação
das características do depósito, ou seja, as características de uma única camada foram
expandidas e tomadas como sendo representativas de todo o depósito formado.
Entretanto, sabe-se que as camadas subjacentes podem sofrer recalques adicionais em
virtude do peso próprio das camadas recém lançadas, conforme apresentado por Lima
(2006). Entretanto, esta abordagem mais realista e complexa não é usada neste estudo.
A estabilidade da cobertura é realizada para um depósito com uma altura final de
15m. Essa altura final corresponde a 43 camadas de 0,35m, ou seja, esse depósito foi
formado por 43 ciclos de enchimento e espera. Além disso, o depósito apresenta um
perfil de índice de vazios constante e correspondente ao índice de vazios mínimo da
lama, o que leva o depósito a uma resistência não drenada constante e igual a 33 kPa.
115
36
34
32 3.556
30
28
26
Altura (m)
24
22
20
18
16
14
12
10
8
5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90
Comprimento (m)
116
Os estudos confirmam trabalho semelhante de Lima (2006) ao mostrar que a
utilização do método subaéreo é vantajosa em vistas a estocagem de material, além de
permitir uma rápida reabilitação da área degradada, garantindo segurança das estruturas
que venham a ser construídas sobre o depósito de lamas.
117
profundas. Porém, com o desenvolvimento dos processos de adensamento tem-se uma
redução geral do índice de vazios com a profundidade, como pode ser visto a partir do
Ano 10,2.
18
16
14
12
A ltu ra (m )
10
0
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22
Tempo (Ano)
118
18
16
14 Ano 8
Ano 8,2
12
Altura (m) Ano 8,5
10 Ano 9
Ano 9,4
8 Ano 10,2
Ano 11
6
Ano 12
4 Ano 20
0
1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2
Índice de Vazios
18
16
14 Ano 8
Ano 8,2
12
Ano 8,5
Altura (m)
10 Ano 9
Ano 9,4
8 Ano 10,2
Ano 11
6
Ano 12
4 Ano 20
0
0 10 20 30 40 50 60
119
Os perfis de resistência permitiram determinar o fator de segurança da cobertura
para o depósito de lama. A metodologia de cálculo e características da cobertura são as
mesmas adotadas no item 5.1.1.
36
34
32
1.309
30
28
26
Altura (m)
24
22
20
18
16
14
12
10
8
5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90
Comprimento (m)
120
tenha um aumento significativo, principalmente a partir do Ano 9,4. Esse aumento
pouco interfere na estabilidade da cobertura, pois a ruptura da mesma ocorre nas
camadas superficiais. No caso do ressecamento do depósito (item 5.1.1), o
comportamento é exatamente o oposto. O FS tende a crescer continuamente no tempo
(Figura 5.6), pois o aumento da resistência não drenada ocorre nas camadas superficiais
(onde ocorre a ruptura) e não nas camadas mais profundas (Figura 5.3), diferentemente
do que ocorre no caso de pré-carregamento.
Vale ressaltar que a capacidade de suporte do depósito no Ano 8 é insuficiente
para suportar o pré-carregamento de 80 kPa, já que a resistência não drenada do
depósito é muito reduzida (Su inferior a 5 kPa nos primeiros 6m). Entretanto é possível
a realização desse pré-carregamento através de um aterro de ponta que é aumentado em
altura gradualmente (ver item 2.5). Porém, vale destacar que problemas relacionados à
ruptura, recalques excessivos, contaminação da lama com o material de sobrecarga
poderão ocorrer durante a fase de pré-carregamento.
1,6
1,5
1,4
1,3
F ator de segurança
1,2
1,1
1
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
8 8,5 9 9,5 10 10,5 11 11,5 12 12,5
Tempo (Ano)
121
Percebe-se que o tempo necessário para que se possam sentir os efeitos
benéficos do pré-carregamento ainda é um pouco excessivo em virtude da baixa
permeabilidade da lama. A adoção de drenos verticais seria interessante para acelerar o
ganho de resistência e diminuir o tempo do pré-carregamento, possibilitando assim, uma
reabilitação mais rápida do depósito.
Os três casos estudados tiveram apenas o objetivo de mostrar a potencialidade da
aplicação dos resultados obtidos nesta pesquisa na previsão da estabilidade de estruturas
construídas sobre depósitos de lamas. Entretanto, ainda há uma infinidade de casos a
serem abordados tais como a utilização de elementos de reforço (geossintéticos e
geogrelhas), instalação de drenos verticais para a aceleração dos recalques, construção
de aterros por etapas, utilização de outros tipos de manejo de rejeitos, adoção de
técnicas combinadas tais como reforço e sobrecarga, etc.
122
Capítulo 6
CONCLUSÕES E SUGESTÕES
6.2 – Conclusões.
124
6.2.2 – Ensaios de campo/equipamentos
125
lama, mostrando que a compressibilidade independe do processo físico que a lama é
submetida.
• A relação obtida, em laboratório e no campo, entre o índice de vazios da lama e
a resistência não drenada é do tipo exponencial. Em ambos os casos, os ajustes das
curvas foram bastante satisfatórios.
• As relações constitutivas entre índice de vazios e resistência não drenada obtidas
em campo e laboratório estão bastante próximas, mostrando que as amostras fabricadas
em laboratório representaram bem as condições encontradas em campo.
• Os resultados obtidos em campo, tanto no que diz respeito à relação Su versus e,
quanto na compressibilidade da lama apresentaram certa divergência com os
encontrados em laboratório, podendo isto ser atribuído a perturbações nos processos de
amostragem ou ainda à presença da variável sucção na situação de campo.
• Os resultados de tensão efetiva versus resistência não drenada determinada em
laboratório se ajustaram perfeitamente à relação determinada por Skempton (1957) para
as argilas normalmente adensadas.
126
• O desenvolvimento dos processos de ressecamento incluído na simulação do
depósito, levou a um aumento considerável da resistência não drenada, principalmente
nas camadas superiores. Esse aumento de resistência garantiu a estabilidade da
cobertura, possibilitando a reabilitação da área dois anos após a fase de operacional do
depósito.
• Na simulação do método de disposição subaéreo, observaram-se vantagens em
vistas a estocagem de material e a uma rápida reabilitação do depósito. Além disso, o
FS da cobertura foi elevado dado a grande resistência não drenada apresentada ao longo
de toda a vertical.
• A simulação da alternativa do pré-carregamento do depósito em seguida à
disposição convencional mostrou melhorias das características de resistência não
drenada do depósito, apesar de um tempo significativo para a dissipação do excesso de
poropressão construtivas. Neste particular, a utilização de drenos verticais poderia
acelerar os recalques e otimizar essa técnica.
127
ressecamento, utilização de estruturas de reforço e utilização de técnicas combinadas.
Além disso, avaliar não só a estabilidade, mas também a integridade dessas estruturas
em função dos elevados recalques.
128
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