disposiÇÃo compartilhada de rejeito e …geotecnia.unb.br/downloads/dissertacoes/176a-2009.pdf ·...
TRANSCRIPT
U�IVERSIDADE DE BRASÍLIA
FACULDADE DE TEC�OLOGIA
DEPARTAME�TO DE E�GE�HARIA CIVIL E AMBIE�TAL
DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE REJEITO E ESTÉRIL
GERADOS �O PROCESSO DE EXTRAÇÃO DE MI�ÉRIO DE
FERRO
AURELIA�O ROBSO� CORGOZI�HO ALVES
ORIE�TADOR: LUÍS FER�A�DO MARTI�S RIBEIRO
COORIE�TADORA: TEREZI�HA DE JESUS ESPÓSITO
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO EM GEOTEC�IA
PUBLICAÇÃO: G.DM - 176/2009
BRASÍLIA / DF: Abril / 2009
ii
U�IVERSIDADE DE BRASÍLIA
FACULDADE DE TEC�OLOGIA
DEPARTAME�TO DE E�GE�HARIA CIVIL E AMBIE�TAL
DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE REJEITO E ESTÉRIL
GERADOS �O PROCESSO DE EXTRAÇÃO DE MI�ÉRIO DE
FERRO
AURELIA�O ROBSO� CORGOZI�HO ALVES
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO SUBMETIDA AO DEPARTAME�TO DE E�GE�HARIA CIVIL E AMBIE�TAL DA U�IVERSIDADE DE BRASÍLIA COMO PARTE DOS REQUISITOS �ECESSÁRIOS PARA A OBTE�ÇÃO DO GRAU DE MESTRE. APROVADA POR:
_________________________________________ Luís Fernando Martins Ribeiro, DSc, UnB (ORIE�TADOR)
_________________________________________ André Pacheco de Assis, PhD, UnB (EXAMI�ADOR I�TER�O)
_________________________________________ Romero César Gomes, DSc, UFOP (EXAMI�ADOR EXTER�O)
DATA: BRASÍLIA/DF, 06 do Abril de 2009.
iii
FICHA CATALOGRÁFICA
ALVES, AURELIANO ROBSON CORGOZINHO Disposição Compartilhada de Rejeito e Estéril Gerados no Processo de
Extração de Minério de Ferro. [Distrito Federal] 2009. xxiii, 183 p., 297 mm (ENC/FT/UnB, Mestre, Geotecnia, 2009) Dissertação de Mestrado - Universidade de Brasília. Faculdade de Tecnologia. Departamento de Engenharia Civil e Ambiental 1. Estéril e Rejeito de Minério de Ferro 2. Disposição Compartilhada em Cava 3. Estabilidade de Taludes 4. Tensão e Deformação I. ENC/FT/UnB II. Título (série)
REFERÊ�CIA BIBLIOGRÁFICA ALVES, A. R. C. (2009). Disposição Compartilhada de Rejeito e Estéril Gerados no Processo de Extração de Minério de Ferro. Dissertação de Mestrado, Publicação G.DM-176/2009, Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Universidade de Brasília, Brasília, DF, 183 p.
CESSÃO DE DIREITOS NOME DO AUTOR: Aureliano Robson Corgozinho Alves TÍTULO DA DISSERTAÇÃO DE MESTRADO: Disposição Compartilhada de Rejeito e Estéril Gerados no Processo de Extração de Minério de Ferro. GRAU: Mestre ANO: 2009 É concedida à Universidade de Brasília a permissão para reproduzir cópias desta dissertação de mestrado e para emprestar ou vender tais cópias somente para propósitos acadêmicos e científicos. O autor reserva outros direitos de publicação e nenhuma parte desta dissertação de mestrado pode ser reproduzida sem a autorização por escrito do autor. __________________________________________ AURELIANO ROBSON CORGOZINHO ALVES Rua Antônio Moreira Pacheco - 231 31741-382 – Belo Horizonte / MG – Brasil Tel.: (31) 3494 – 0669
iv
Dedico mais esta conquista a meus pais, Raul e Dinalva, que apesar de todas as
dificuldades nunca desistiram de lutar e sempre me ensinaram que o bem mais
precioso do ser humano é o conhecimento.
v
AGRADECIME�TOS
À Deus.
Às minhas irmãs, Núbia e Karine, pelo carinho e por terem cuidado de nossos pais nesse
período em que estive distante.
A todos os meus familiares, parentes e amigos, que direta ou indiretamente torceram por mim.
À titia Valdirene, sinônimo de garra e perseverança, e além de tudo, sabe o valor de ajudar a
quem necessita.
À Universidade de Brasília e ao CNPq pelo apoio e auxílio financeiro.
À Vale, pela confiança e parceria que possibilitou a realização desse trabalho.
Ao Professor e Orientador Luís Fernando Martins Ribeiro, pelos ensinamentos, dedicação e
contribuição para a realização dessa dissertação.
A todos os professores do Programa de Pós-Graduação em Geotecnia. Em especial ao
Professor e Amigo André Assis.
À Professora, Coorientadora e Amiga Terezinha Espósito. Meus sinceros agradecimentos
pelos ensinamentos profissionais e pessoais.
Aos membros da TQA, Luiz Gustavo, João Paulo, Alexandre Resque e Gregório, amigos e
irmãos.
Aos amigos da Geotecnia, Pedro Paulo, Igor Mota, Joseleide, Janaína, Helena Motta e tantos
outros que contribuíram para a realização desse trabalho. Ao Diêgo Almeida pela grande
contribuição profissional.
Em especial à Andréia, pelo amor, carinho, paciência, atenção, incentivo e dedicação
integral durante todos esses anos. Obrigado por tudo.
vi
DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE REJEITO E ESTÉRIL
GERADOS �O PROCESSO DE EXTRAÇÃO DE MI�ÉRIO DE FERRO
RESUMO
O aumento crescente da produção mineral faz com que aumente também a geração de
resíduos como rejeitos e estéreis. Portanto, a enorme demanda por locais para dispor estes
resíduos esbarra cada vez mais nas leis ambientais que a cada dia ficam mais restritivas. Com
todo esse cenário surge a necessidade de novas metodologias para disposição de rejeitos e
estéreis que ofereçam maior segurança e economia, além da possibilidade de
reaproveitamento de áreas já degradadas. Surge então a proposta da disposição compartilhada
de estéril e rejeito em cavas exauridas de minas. Este sistema engloba a manutenção das
propriedades de resistência do estéril associadas com as propriedades hidráulicas do rejeito. O
presente trabalho analisa a estabilidade dos taludes com sua probabilidade de falha e o grau de
deformabilidade associados à disposição compartilhada de estéril e rejeito depositados num
mesmo local. Para realização destas análises utilizou-se os softwares Slope/W e Sigma/W do
pacote Geo-Studio. Os resultados indicaram a viabilidade da disposição compartilhada do
estéril e do rejeito, visto que os fatores de segurança encontrados, tanto para a situação de
fechamento e/ou desativação quanto para a situação de operação, estão dentro da faixa
adotada na engenharia geotécnica. Ressalvas são feitas aos resultados encontrados para a
probabilidade de falha, uma vez que alguns resultados são superiores ao limite adotado nos
estudos, porém, os mesmos são aceitos desde que analisados com critério. Os deslocamentos
máximos da estrutura também estão de acordo com o limite aceitável e usual. Dessa maneira,
conclui-se que é possível realizar a disposição compartilhada do estéril e do rejeito.
vii
DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE REJEITO E ESTÉRIL
GERADOS �O PROCESSO DE EXTRAÇÃO DE MI�ÉRIO DE FERRO
ABSTRACT
The increase of mineral production adds the generation of tailings and waste rock. So, the
huge demand for areas to dispose this material has some problems in restrictive
environmental laws. With all this scenario, is necessary to create new methods for disposal
this material with economy and security. An idea is disposal, in same place, tailings and waste
rock in mine finished, to hold de resistance properties of waste rock associated with hydraulic
properties of tailing. This dissertation analyze the slope stability with their failure probability
and deformation degree associated with a sharing disposal, using a software package Geo-
Slope (Slope/W and Sigma/W). The positive results in that analysis confirm the technical of
sharing disposal, for closed or operation situation in tailing dams, are possible. Some results
of failure probability have high values, but are accept before analysis. The maximum
displacements are also in accordance with usual and acceptable limits. Thus, it is possible the
sharing disposal of tailings and waste rock.
viii
SUMÁRIO
Capítulo Página
1. INTRODUÇÃO ................................................................................................................ 1
1.1 CONTEXTO GERAL ....................................................................................................... 2
1.2 OBJETIVOS DA DISSERTAÇÃO ................................................................................ 10
1.2.1 OBJETIVO GERAL ....................................................................................................... 11
1.2.2 OBJETIVO ESPECÍFICO .............................................................................................. 11
1.3 ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO ........................................................................ 11
2. DISPOSIÇÃO DE REJEITO E ESTÉRIL ..................................................................... 13
2.1 ESTÉRIL ........................................................................................................................ 13
2.2 REJEITO ......................................................................................................................... 14
2.3 CODISPOSIÇÃO E DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE REJEITOS E ESTÉRIL ........................................................................................................................................ 14
3. CARACTERÍSTICAS GERAIS DA ÁREA DE ESTUDO ........................................... 25
3.1 LOCALIZAÇÃO DA ÁREA ......................................................................................... 25
3.2 DESCRIÇÃO DA MINA DO CAUÊ ............................................................................. 27
3.2.1 CONTEXTO GEOLÓGICO ........................................................................................... 29
3.2.2 CONTEXTO GEOMECÂNICO .................................................................................... 31
3.2.3 CONTEXTO HIDROGEOLÓGICO .............................................................................. 33
4. CONSOLIDAÇÃO DOS ESTUDOS EXISTENTES DO SISTEMA DE DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA NA CAVA DA MINA DO CAUÊ .............................................. 34
4.1 GERAÇÃO DE REJEITOS E ESTÉREIS ORIUNDOS DA LAVRA .......................... 34
4.2 CARACTERIZAÇÃO DOS REJEITOS ........................................................................ 35
4.3 CARACTERIZAÇÃO DO ESTÉRIL ............................................................................ 48
4.3.1 CLASSIFICAÇÃO DE AMOSTRAS DE SONDAGEM ROTATIVA E DE POÇO DE INSPEÇÃO ..................................................................................................................... 49
4.3.2 ENSAIOS DE PERMEABILIDADE NAS PILHAS ..................................................... 51
4.3.2.1 INSTRUMENTAÇÃO – PIEZÔMETROS E MEDIDORES DE NÍVEL DE ÁGUA 52
4.3.2.2 ENSAIOS DE PERMEABILIDADE NO CAMPO .............................................. 54
4.3.3 ENSAIOS EM LABORATÓRIO ................................................................................... 56
4.4 ANÁLISES DE ESTABILIDADE ................................................................................. 63
4.4.1 ESTABILIDADE DA CAVA SEM DISPOSIÇÃO DE MATERIAIS .......................... 64
4.4.2 METODOLOGIA DE ANÁLISE DA ESTABILIDADE DURANTE OS ALTEAMENTOS ........................................................................................................... 71
4.4.3 PARÂMETROS GEOTÉCNICOS ................................................................................. 72
4.4.4 ESTUDOS DE ESTABILIDADE .................................................................................. 75
5. METODOLOGIA APLICADA NO NOVO ALTEAMENTO DA PDE ....................... 82
5.1 CENÁRIOS PROPOSTOS PARA ESTUDO ................................................................ 88
5.2 METODOLOGIA DE ANÁLISE .................................................................................. 89
ix
5.3 ANÁLISE PROBABILÍSTICA CONSIDERANDO A VARIABILIDADE DOS PARÂMETROS GEOTÉCNICOS ................................................................................. 93
5.4 JUSTIFICATIVA DA ANÁLISE PROBABILÍSTICA PARA AVALIAÇÃO DO COMPORTAMENTO DA CAVA DA MINA DO CAUÊ DURANTE A DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA ...................................................................................................... 94
6. ANÁLISES DE ESTABILIDADE E TENSÃO-DEFORMAÇÃO PARA O NOVO ALTEAMENTO DA PDE .............................................................................................. 96
6.1 PARÂMETROS GEOTÉCNICOS ................................................................................. 96
6.2 CALIBRAÇÃO DO MÉTODO DE MONTE CARLO ................................................. 97
6.3 RESULTADOS E ANÁLISES ..................................................................................... 102
6.3.1 SITUAÇÃO INICIAL DA CAVA DA MINA DO CAUÊ .......................................... 102
6.3.2 ESTABILIDADE - ALTEAMENTO SÓ COM ESTÉRIL E GERAÇÃO DE ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru ≠ 0) .............................................................. 104
6.3.3 ESTABILIDADE - ALTEAMENTO COM ENROCAMENTO E ESTÉRIL ............. 113
6.3.3.1 SITUAÇÃO SEM ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru = 0) ....................... 114
6.3.3.2 SITUAÇÃO COM ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru ≠ 0) ...................... 123
6.3.4 TENSÃO-DEFORMAÇÃO – ALTEAMENTO SÓ COM ESTÉRIL ......................... 134
6.3.4.1 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE ÚNICO ............................... 134
6.3.4.2 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE VARIÁVEL ....................... 139
6.3.5 TENSÃO-DEFORMAÇÃO – ALTEAMENTO COM ENROCAMENTO E ESTÉRIL 144
6.3.5.1 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE ÚNICO ............................... 144
6.3.5.2 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE VARIÁVEL ....................... 150
7. CONCLUSÕES ............................................................................................................ 156
7.1 PRINCIPAIS CONCLUSÕES ..................................................................................... 157
7.2 SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS ........................................................... 158
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................... 160
A – ANÁLISES DE ESTABILIDADE - VALE (2002) ........................................................ 164
B – ANÁLISES DE ESTABILIDADE - SPEC (2004) ......................................................... 168
C – ANÁLISES DE ESTABILIDADE - RDIZ (2008) ......................................................... 173
D – ANÁLISE ESTATÍSTICA DOS DADOS DE COESÃO E ÂNGULO DE ATRITO DO ESTÉRIL ...................................................................................................................... 178
E – MÓDULOS DE ELASTICIDADE DO REJEITO E DO ESTÉRIL ............................... 180
x
LISTA DE TABELAS
Tabela Página
Tabela 1.1 – Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos (Modificado – Tailings.info, 2009) ... 3
Tabela 2.1 – Métodos de disposição (Modificado - Wickland et al., 2006) ............................ 24
Tabela 3.1 – Produção total de minério de ferro entre 1942 e 2004 (Vale, 2008) ................... 29
Tabela 3.2 – Classes de Maciço baseada em Bieniawski (1976) – (Vale, 2002) ..................... 32
Tabela 3.3 – Parâmetros para Classificação (RMR), Bieniawski (1976) – (Vale, 2002) ........ 32
Tabela 4.1 – Peso específico dos sólidos e índice de vazios (Geoconsultoria, 2002) .............. 37
Tabela 4.2 – Valores C e D (Geoconsultoria, 2002) ................................................................ 41
Tabela 4.3 – Análise química do rejeito (Geoestrutural, 2002) ............................................... 46
Tabela 4.4 – Análise química do efluente líquido (Geoestrutural, 2002) ................................ 47
Tabela 4.5 – Grau de Alteração dos Materiais (Modificado – SBC, 2005) ............................. 49
Tabela 4.6 – Resistência da rocha (SBC, 2005) ....................................................................... 50
Tabela 4.7 – Propriedades Geomecânicas da PDE BANGALÔ – Furo SR-03 (SBC, 2005) .. 51
Tabela 4.8 – Descrição do material representativo da PDE BANGALÔ (SBC, 2005) ........... 51
Tabela 4.9 – Nível de água nas pilhas e diferença entre os níveis de água nos MNAs (pilha) e
nos PZs (fundação) – (SBC, 2005) ..................................................................... 55
Tabela 4.10 – Quantitativo de blocos por PDE (SBC, 2005) ................................................... 58
Tabela 4.11 – Quantitativo dos ensaios realizados por PDE (SBC, 2005) .............................. 59
Tabela 4.12 – Resultado dos ensaios – Pilhas de estéril (SBC, 2005) ..................................... 60
Tabela 4.13 – Resultados dos ensaios de compactação (SBC, 2005) ...................................... 61
Tabela 4.14 – Parâmetros de resistência efetivos (condição saturada) característicos das pilhas
de estéril do Complexo Minerador de Itabira (SBC, 2005) ................................ 63
Tabela 4.15 – Parâmetros de resistência ao cisalhamento adotados nas análises de estabilidade
(Vale, 2002) ........................................................................................................ 73
Tabela 4.16 – Parâmetros geotécnicos do Projeto Conceitual (SPEC, 2004) .......................... 74
Tabela 4.17 – Parâmetros geotécnicos utilizados por SPEC (2004) no Projeto Executivo
(SPEC, 2004) ...................................................................................................... 74
Tabela 4.18 – Parâmetros geotécnicos utilizados por RDIZ (2008) - (RDIZ, 2008) ............... 75
Tabela 4.19 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (Vale, 2002) ................... 76
xi
Tabela 4.20 - Casos de análises de estabilidade do projeto executivo (SPEC, 2004) .............. 77
Tabela 4.21 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (SPEC, 2004) ................. 79
Tabela 4.22 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (RDIZ, 2008) ................. 81
Tabela 5.1 – Cenário 1 – Situação de operação com ru ≠ 0 ...................................................... 90
Tabela 5.2 – Cenário 2 – Situação com ru = 0 .......................................................................... 91
Tabela 5.3 – Cenário 2 – Situação de operação com ru ≠ 0 ...................................................... 92
Tabela 6.1 – Parâmetros adotados nas análises de estabilidade e tensão-deformação ............. 98
Tabela 6.2 – Simulação da estabilidade utilizando Monte Carlo com 1.000 iterações ............ 99
Tabela 6.3 – Simulação da estabilidade utilizando Monte Carlo com 10.000 iterações ........ 100
Tabela 6.4 – Simulação da estabilidade utilizando Monte Carlo com 100.000 iterações ...... 101
Tabela 6.5 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru ≠ 0 ........................... 113
Tabela 6.6 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru = 0 ........................... 123
Tabela 6.7 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru ≠ 0 ........................... 132
Tabela 6.8 – Resultado das análises de tensão-deformação ................................................... 139
Tabela 6.9 - Resultado das análises de tensão-deformação ................................................... 144
Tabela 6.10 - Resultado das análises de tensão-deformação ................................................. 149
Tabela 6.11 - Resultado das análises de tensão-deformação ................................................. 155
xii
LISTA DE FIGURAS
Figura Página
Figura 1.1 – Total de incidentes por década ............................................................................. 10
Figura 2.1 – Diagrama do perfil de codisposição (Modificado - Morris & Williams, 1997) .. 15
Figura 2.2 - Variação da permeabilidade com a porcentagem de rejeito granular (Modificado
– Indraratna, 1994) .............................................................................................. 16
Figura 2.3 – Variação do peso específico seco máximo com a porcentagem de rejeito granular
(Modificado – Indraratna, 1994) ......................................................................... 17
Figura 2.4 - Camadas de rejeito lançadas no depósito de estéril (Modificado - Vector, 2002) 18
Figura 2.5 - Mistura de rejeito com estéril no topo do depósito (Modificado - Vector, 2002) 19
Figura 2.6 - Injeção de rejeito em furos inclinados no topo do depósito de estéril (Modificado
- Vector, 2002) .................................................................................................... 19
Figura 2.7 - Injeção de rejeito em furos verticais no topo do depósito de estéril (Modificado -
Vector, 2002) ...................................................................................................... 20
Figura 2.8 - Disposição de rejeito em camadas finas na face do depósito de estéril
(Modificado - Vector, 2002) ............................................................................... 20
Figura 2.9 - Variação do ângulo de atrito para várias proporções de mistura estéril - rejeito
(Modificado - Vector ,2002) ............................................................................... 21
Figura 2.10 - Variação da permeabilidade média para várias proporções de mistura estéril -
rejeito (Modificado - Vector ,2002) .................................................................... 21
Figura 3.1 – Localização dos Complexos Mineradores do Sistema Sul da Vale (Vale, 2008) 25
Figura 3.2 – Pico do Cauê nos primeiros anos de extração (1942-1945) - (Vale, 2008) ......... 27
Figura 3.3 – Cava da Mina do Cauê em 2002 (Vale, 2008) ..................................................... 28
Figura 3.4 – Evolução da lavra durante o período de exploração – 1942 a 2004 - (Vale, 2008)
............................................................................................................................. 29
Figura 4.1 - Curvas granulométricas das amostras ensaiadas (Geoconsultoria, 2002) ............ 36
Figura 4.2 – Equipamento utilizado no ensaio CRD (Geoconsultoria, 2002) .......................... 37
Figura 4.3 – Equipamento utilizado no ensaio HCT (Geoconsultoria, 2002) .......................... 38
Figura 4.4 – Curvas de compressibilidade obtidas para os rejeitos ensaiados (Geoconsultoria,
2002) ................................................................................................................... 39
xiii
Figura 4.5 – Curvas de permeabilidade obtidas para os rejeitos ensaiados (Geoconsultoria,
2002) ................................................................................................................... 39
Figura 4.6 – Curvas de Permeabilidade obtidas com os ensaios HCT e de bomba de fluxo
(Geoconsultoria, 2002) ....................................................................................... 40
Figura 4.7 – Curva Área x Altura (Modificado - Geoconsultoria, 2002) ................................. 41
Figura 4.8 – Variação da espessura do rejeito com o tempo (Geoconsultoria, 2002) .............. 42
Figura 4.9 – Variação do índice de vazios com a profundidade ao final de treze anos de
enchimento (Geoconsultoria, 2002) .................................................................... 42
Figura 4.10 – Variação da tensão efetiva com a profundidade ao final de treze anos de
enchimento (Modificado - Geoconsultoria, 2002) .............................................. 43
Figura 4.11 – Variação da poropressão com a profundidade ao final de treze anos de
enchimento (Modificado - Geoconsultoria, 2002) .............................................. 43
Figura 4.12 – Seção típica com instalação de piezômetros e medidores de nível de água (SBC,
2005) ................................................................................................................... 52
Figura 4.13 - Detalhe Típico1 para instalação dos piezômetros (SBC, 2005) ......................... 53
Figura 4.14 - Detalhe Típico 2 para instalação de medidores de nível de água (SBC, 2005) .. 53
Figura 4.15 - Condições do nível de água da PDE Correia (SBC, 2005) ................................ 54
Figura 4.16 – Distribuição dos coeficientes de permeabilidade nas pilhas – MNA (SBC, 2005)
............................................................................................................................. 55
Figura 4.17 - Distribuição dos valores de coesão - (SBC, 2005) ............................................. 62
Figura 4.18 – Distribuição dos valores de ângulo de atrito - (SBC, 2005) .............................. 63
Figura 4.19 - Representação esquemática (sem escala) da instabilidade existente no talude da
Cava da Mina do Cauê – Trinca 1 – Aba Norte (Vale, 2002)............................. 67
Figura 4.20 - Estimativas de produção de estéril e rejeitos (SPEC, 2004) .............................. 78
Figura 5.1 – Vista em planta da pilha de estéril e contrapilhamento de rejeito na Cava da Mina
do Cauê (Modificado - SPEC, 2004) .................................................................. 83
Figura 5.2 – Seções analisadas por SPEC, 2004 (Modificado - SPEC, 2004) ......................... 84
Figura 5.3 – Seção analisada por RDIZ (Modificado - RDIZ, 2008) ...................................... 85
Figura 5.4 – Mapa Geológico da Cava da Mina do Cauê (Modificado - Vale, 2002) ............. 86
Figura 5.5 – Seção inicial estudada no novo alteamento da PDE ............................................ 87
Figura 5.6 – Seção final estudada no novo alteamento da PDE ............................................... 87
Figura 5.7 – Vista aérea da Cava da Mina do Cauê em 2008 (Vale, 2008) ............................. 89
Figura 5.8 – Situações de FS envolvendo a média e o desvio padrão (Espósito, 2000) .......... 95
xiv
Figura 6.1 - Cava na situação inicial – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado ... 103
Figura 6.2 – Situação inicial - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha .......... 103
Figura 6.3 - Lançamento da camada 1 – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado 104
Figura 6.4 – Lançamento da camada 1 - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha
........................................................................................................................... 105
Figura 6.5 - Lançamento da camada 1 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo ...... 106
Figura 6.6 – Lançamento da camada 1 - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha
........................................................................................................................... 106
Figura 6.7 - Lançamento da camada 2 – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado 107
Figura 6.8 – Lançamento da camada 2 - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha
........................................................................................................................... 107
Figura 6.9 - Lançamento da camada 2 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo ...... 108
Figura 6.10 – Lançamento da camada 2 - Análise probabilística do FS e probabilidade de
falha ................................................................................................................... 108
Figura 6.11 - Lançamento da camada 3 – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado
........................................................................................................................... 109
Figura 6.12 – Lançamento da camada 3 - Análise probabilística do FS e probabilidade de
falha ................................................................................................................... 109
Figura 6.13 - Lançamento da camada 3 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo .... 110
Figura 6.14 – Lançamento da camada 3 - Análise probabilística do FS e probabilidade de
falha ................................................................................................................... 110
Figura 6.15 - Lançamento da camada 4 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo .... 111
Figura 6.16 – Lançamento da camada 4 - Análise probabilística do FS e probabilidade de
falha ................................................................................................................... 111
Figura 6.17 - Fator de segurança por Bishop – ru ≠ 0 – Alteamento só com estéril .............. 112
Figura 6.18 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru ≠ 0 – Alteamento só
com estéril ......................................................................................................... 112
Figura 6.19 - Lançamento da camada 1 (enrocamento) – Análise determinística na PDE -
Estéril Projetado ................................................................................................ 114
Figura 6.20 – Lançamento da camada 1 (enrocamento) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 115
Figura 6.21 – Lançamento da camada 1 (enrocamento) – Análise determinística no
enrocamento ...................................................................................................... 116
xv
Figura 6.22 - Lançamento da camada 2 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Projetado ........................................................................................................... 116
Figura 6.23 – Lançamento da camada 2 (estéril) Análise probabilística do FS e probabilidade
de falha .............................................................................................................. 117
Figura 6.24 - Lançamento da camada 2 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo .................................................................................................................. 117
Figura 6.25 – Lançamento da camada 2 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 118
Figura 6.26 - Lançamento da camada 3 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Projetado ........................................................................................................... 118
Figura 6.27 – Lançamento da camada 3 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 119
Figura 6.28 - Lançamento da camada 3 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo .................................................................................................................. 120
Figura 6.29 – Lançamento da camada 3 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 120
Figura 6.30 - Lançamento da camada 4 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo .................................................................................................................. 121
Figura 6.31 – Lançamento da camada 4 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 121
Figura 6.32 - Fator de segurança por Bishop – ru = 0 – Alteamento com enrocamento e estéril
........................................................................................................................... 122
Figura 6.33 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru = 0 – Alteamento com
enrocamento e estéril ........................................................................................ 122
Figura 6.34 - Lançamento da camada 1 (enrocamento) – Análise determinística na PDE -
Estéril Projetado ................................................................................................ 124
Figura 6.35 – Lançamento da camada 1 (enrocamento) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 124
Figura 6.36 – Lançamento da camada 1 (enrocamento) – Análise determinística no
enrocamento ...................................................................................................... 125
Figura 6.37 - Lançamento da camada 2 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Projetado ........................................................................................................... 126
Figura 6.38 – Lançamento da camada 2 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 126
xvi
Figura 6.39 - Lançamento da camada 2 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo .................................................................................................................. 127
Figura 6.40 – Lançamento da camada 2 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 127
Figura 6.41 - Lançamento da camada 3 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Projetado ........................................................................................................... 128
Figura 6.42 – Lançamento da camada 3 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 128
Figura 6.43 - Lançamento da camada 3 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo .................................................................................................................. 129
Figura 6.44 – Lançamento da camada 3 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 129
Figura 6.45 - Lançamento da camada 4 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo .................................................................................................................. 130
Figura 6.46 – Lançamento da camada 4 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha ....................................................................................... 130
Figura 6.47 - Fator de segurança por Bishop – ru ≠ 0 – Alteamento com enrocamento e estéril
........................................................................................................................... 131
Figura 6.48 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru ≠ 0 – Alteamento com
enrocamento e estéril ........................................................................................ 131
Figura 6.49 – Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas ............................... 135
Figura 6.50 – Situação final após o lançamento das quatro camadas .................................... 135
Figura 6.51 - Lançamento da camada 1 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 136
Figura 6.52 - Lançamento da camada 2 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 137
Figura 6.53 - Lançamento da camada 3 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 137
Figura 6.54 - Lançamento da camada 4 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 138
Figura 6.55 - Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas ............................... 139
Figura 6.56 – Situação final após o lançamento das quatro camadas .................................... 140
Figura 6.57 - Lançamento da camada 1 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 141
xvii
Figura 6.58 - Lançamento da camada 2 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 141
Figura 6.59 - Lançamento da camada 3 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 142
Figura 6.60 - Lançamento da camada 4 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 143
Figura 6.61 - Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas ............................... 145
Figura 6.62 - Situação final após o lançamento das quatro camadas ..................................... 145
Figura 6.63 - Lançamento da camada 1 (enrocamento) – (a) Deslocamento na direção y, (b)
Tensões totais na direção x ............................................................................... 146
Figura 6.64 - Lançamento da camada 2 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 147
Figura 6.65 - Lançamento da camada 3 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 148
Figura 6.66 - Lançamento da camada 4 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 149
Figura 6.67 - Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas ............................... 150
Figura 6.68 - Situação final após o lançamento das quatro camadas ..................................... 150
Figura 6.69 - Lançamento da camada 1 (enrocamento) – (a) Deslocamento na direção y, (b)
Tensões totais na direção x ............................................................................... 151
Figura 6.70 - Lançamento da camada 2 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 152
Figura 6.71 - Lançamento da camada 3 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 153
Figura 6.72 - Lançamento da camada 4 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x ............................................................................................. 154
Figura A.1 - Superfície de Ruptura pela Fundação da PDE - Aba Oeste (Fonte – Vale,
2002)..................................................................................................................165
Figura A.2 - Superfície de Ruptura pela PDE na elevação 775 m - Aba Oeste (Fonte – Vale,
2002)..................................................................................................................166
Figura A.3 - Superfície de Ruptura pela PDE na elevação 815 m - Aba Oeste (Fonte – Vale,
2002)..................................................................................................................167
Figura A.4 - Superfície de Ruptura pela PDE na elevação 855 m - Aba Oeste (Fonte – Vale,
2002)..................................................................................................................167
xviii
Figura A.5 - Superfície de Ruptura pela PDE na elevação 870 m - Aba Oeste (Fonte – Vale,
2002)..................................................................................................................167
Figura B.1 - Superfície de ruptura circular pela PDE na elevação 945m (Ru – 0,2) - Aba Oeste
(Fonte - SPEC, 2005)........................................................................................169
Figura B.2 - Superfície de ruptura poligonal no Xisto VI na elevação 945m (Ru – 0,2) - Aba
Oeste (Fonte – SPEC, 2005)..............................................................................170
Figura B.3 - Superfície de ruptura circular pela PDE na elevação 945m (Ru – 0,5) - Aba Oeste
(Fonte – SPEC, 2005)........................................................................................171
Figura B.4 - Superfície de ruptura poligonal no Xisto VI na elevação 945m (Ru – 0,5) - Aba
Oeste (Fonte – SPEC, 2005).............................................................................172
Figura C.1 – Seção crítica – Parâmetro B=0,50 (Xisto VI) – nível freático elevado –
reservatório EL.795 m (Fonte – RDIZ, 2008)..................................................174
Figura C.2 – Seção crítica – nível freático normal – reservatório EL.795 m (Fonte – RDIZ,
2008).................................................................................................................174
Figura C.3 – Seção crítica – Parâmetro B=0,50 (Xisto VI) – nível freático elevado –
reservatório EL.840 m (Fonte – RDIZ, 2008)...................................................175
Figura C.4 – Seção crítica – nível freático normal – reservatório EL.840 m (Fonte – RDIZ,
2008)..................................................................................................................175
Figura C.5 – Seção crítica – Parâmetro B=0,50 (Xisto VI) – nível freático elevado –
reservatório EL.880 m (Fonte – RDIZ, 2008)...................................................176
Figura C.6 – Seção crítica – nível freático normal – reservatório EL.880 m (Fonte – RDIZ,
2008)..................................................................................................................176
Figura C.7 – Análise local – PDE Projetada (Fonte – RDIZ, 2008).......................................177
Figura C.8 – Análise local – PDE Existente (Fonte – RDIZ, 2008).......................................177
Figura D.1 – Análise estatística dos dados de coesão do estéril.............................................179
Figura D.2 – Análise estatística dos dados de ângulo de atrito do estéril...............................179
Figura E.1 – Módulo secante (50%) x Índice de densidade do rejeito (Modificado – Presotti, 2002)..................................................................................................................181
Figura E.2 – Módulo secante (50%) x Índice de densidade do rejeito (Modificado – Presotti, 2002)..................................................................................................................181
Figura E.3 – Módulo secante (50%) x Índice de densidade do rejeito (Modificado – Presotti, 2002)..................................................................................................................182
xix
Figura E.4 – Módulo secante (50%) x Índice de vazios do estéril (Modificado – SBC, 2005)..................................................................................................................182
Figura E.5 – Módulo secante (50%) x Índice de vazios do estéril (Modificado – SBC, 2005)..................................................................................................................183
Figura E.6 – Módulo secante (50%) x Índice de vazios do estéril (Modificado – SBC, 2005)..................................................................................................................183
xx
LISTA DE �OME�CLATURA, ABREVIAÇÕES E SÍMBOLOS
ABGE Associação Brasileira de Geologia de Engenharia
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
ADF Programa de Adensamento com Deformações Finitas
Al Alumínio
Au Ouro
B Parâmetro de Skempton
c Coesão
c’ Coesão efetiva
cm Centímetro
C, D Coeficientes empíricos determinados experimentalmente
CBR Califórnia Bearing Ratio
CO Colúvio
CRD Constant Rate of Deformation
DNPM Departamento Nacional de Produção Mineral
e Índice de vazios
E Módulo de elasticidade
EL Elevação
et al. E outros
FEAM Fundação Estadual do Meio Ambiente
FF Formação Ferrífera
Fe Ferro
FS Fator de Segurança
FSBishop Fator de Segurança por Bishop (determinístico)
FSi Fator de Segurança fixado previamente
FSmax Fator de Segurança máximo
FSmédio Fator de Segurança médio por Monte Carlo (probabilístico)
FSmin Fator de Segurança mínimo
G Gnaisse
GPR Ground Penetrating Radar
h Hora
ha Hectare
xxi
H Horizontal
HCT Hydraulic Consolidation Test
IAEG International Association for Engineering Geology
ID Índice de Densidade
ISRM International Society for Rock Mechanics
k Coeficiente de permeabilidade
k0 Coeficiente de empuxo no repouso
kN Quilo Newton
km Quilômetro
km2 Quilômetro quadrado
kPa Quilo Pascal
LG Laboratório de Geotecnia
m Metro
m2 Metro quadrado
m3 Metro cúbico
mm Milímetro
Mm3 Milhões de metros cúbicos
MNA Medidor de Nível de Água
MP Grupo Piracicaba Indiviso
MPa Mega Pascal
Mt Milhões de toneladas
NA Nível de Água
NBR Norma Brasileira Registrada
P Fósforo
PDE Pilha de Disposição de Estéril
PZ Piezômetro
Q Quartzo
QF Quartzito Ferruginoso
QMX Quartzo Mica Xisto
QMX/QZ Quartzo Mica Xisto e Quartzito
QZ Quartzito
RMR Rock Mass Rating
RQD Rock Quality Designation
ru Percentual entre a poropressão u e a tensão geostática aplicada
xxii
ru = 0 Situação de fechamento e/ou desativação
ru ≠ 0 Situação de operação
s segundo
S Sul
S’ Saturação
SR Sondagens Rotativas testemunhadas
SRi Sondagens Rotativas não testemunhadas
Sump. CB3 Amostra de rejeitos totais
SX Sericita Xistos
ton Tonelada
u Poropressão
USA United States of America - Estados Unidos da América
UFV Universidade Federal de Viçosa
UnB Universidade de Brasília
V Vertical
W Oeste
w Umidade
wótima Umidade ótima
wL Limite de liquidez
wP Limite de plasticidade
x Direção horizontal
X Xisto
XT Xisto e Gnaisse do Grupo Nova Lima
XT II Xisto/Gnaisse (rocha sã) Indivisos do Grupo Nova Lima
y Direção vertical
γ Peso específico
γd Peso específico seco
γd max Peso específico seco máximo
γnat Peso específico natural
γs Peso específico dos sólidos
Ø Ângulo de atrito
Ø’ Ângulo de atrito efetivo
µm Micrômetro
υ Coeficiente de Poisson
xxiii
∆FS Desvio padrão em relação ao FSmédio
% Porcentagem 0 Grau
' Minutos
” Segundos
+ Compressão
- Tração
> Maior que
< Menor que
1
CAPÍTULO 1 ________________________________________________________
1. I�TRODUÇÃO
A Indústria Extrativa Mineral brasileira é bastante diversificada e segundo o Departamento
Nacional de Produção Mineral (DNPM, 2007), há pelo menos 55 minerais sendo explorados
atualmente no Brasil, cada qual com uma dinâmica de mercado específica.
Na década de 60 as mineradoras do Quadrilátero Ferrífero extraíam apenas minérios com
altos teores, o que limitava os taludes a cerca de 100 a 200 m de altura. Atualmente com o
avanço das técnicas de concentração e o alto valor do bem no mercado internacional, os
projetos e lavras em operação contemplam taludes de aproximadamente 400 m de altura.
Sabe-se que a mineração foi historicamente relevante como fator de atração de contingentes
populacionais para a ocupação do interior do território brasileiro e, ainda hoje, é um vetor
importante para o desenvolvimento regional, dada a rigidez locacional que a caracteriza, pois,
não se pode mudar o lugar que a natureza escolheu para as jazidas e seu impacto econômico
cresce na medida em que são identificadas minas em regiões de baixa densidade demográfica,
com atividades produtivas pouco diversificadas.
O empreendimento mineral, ao contrário do que o senso comum faz parecer, é intensivo em
capital e demandante de mão-de-obra altamente qualificada. Não raramente, esta tem que ser
treinada/formada pela própria empresa de mineração contratante, o que significa para ela
internalizar custos de capacitação.
O desenvolvimento de uma área até o início da exploração (quando ocorre obedecendo às
regras de sustentabilidade) requer grande capacidade financeira própria ou acesso a linhas de
financiamento especiais por causa da presença de sunk costs (ou custos irrecuperáveis). Por
isto, boa parte dos mercados de substâncias minerais tende a oligopolização ou mesmo a
monopolização.
As atividades de mineração, em desenvolvimento intenso e crescente, têm propiciado um
aumento expressivo na geração de resíduos (estéreis e rejeitos), ocasionando uma necessidade
de maiores áreas para estocagem e/ou contenção destes resíduos. Portanto, a enorme demanda
2
por locais para dispor estes resíduos esbarra cada vez mais nas leis ambientais que a cada dia
ficam mais restritivas. Com todo esse cenário surge a necessidade de novas metodologias para
disposição de rejeitos e estéreis que ofereçam maior segurança e economia, além da
possibilidade de reaproveitamento de áreas já degradadas como cavas exauridas de minas,
remanescentes da extração de minério.
Nesse sentido, essa dissertação busca contribuir para que novas metodologias, como a
disposição compartilhada, possam ser aplicadas e que as novas estruturas sejam seguras para
que acidentes geotécnicos ligados à mineração não venham a acontecer com tanta freqüência
como os que serão descritos no item seguinte.
1.1 CO�TEXTO GERAL
No Brasil, as técnicas comumente adotadas para contenção de estéreis e rejeitos de mineração
consistem na disposição do estéril em pilhas e na implantação de grandes estruturas na forma
de barragens ou diques para disposição do rejeito.
O beneficiamento de enormes volumes de materiais para obtenção do minério de ferro tem
demandado a busca por técnicas alternativas de disposição, portanto, um método alternativo
para disposição de estéril e rejeito é necessário, surgindo então a disposição compartilhada.
O interesse em estudar este tema partiu do fato de que os métodos convencionais
correntemente utilizados para dispor estéril e rejeitos produzem estruturas associadas a um
longo período de responsabilidade com segurança e contra danos ambientais.
Como é de conhecimento geral, o foco principal dos empreendedores do setor mineral é a
redução de custos de transporte e disposição destes resíduos. Desta forma, o desenvolvimento
e aplicação de novas metodologias em projetos de engenharia mais aplicados às propriedades
dos rejeitos e estéreis implicam em melhorias nos métodos de disposição e pode representar
uma redução nos custos da disposição.
Segundo Wickland & Wilson (2005), pilhas de estéril são porosas e permitem o fluxo livre de
oxigênio na superfície exposta da rocha fresca, promovendo, quando estas estão associadas a
sulfetos, geração de drenagem ácida. Esta propriedade em escala global representa um
problema que demanda muitos bilhões de dólares para coleta e tratamento dos efluentes
ácidos. Em contrapartida, quando o fluxo no interior dos aterros não está associado ao
3
transporte de contaminantes, o principal problema ocorre com a estabilidade do mesmo, pois
as características hidráulicas são propriedades difíceis de serem estimadas para materiais com
grande variabilidade das propriedades físicas e químicas como os estéreis.
Já a disposição de rejeitos utilizando os métodos convencionais representa uma preocupação
constante, pois, pela alta porosidade e saturação, tendem a apresentar susceptibilidade à
liquefação. Rice em 2002, citado por Gama (2006), mostra que o rompimento de uma
barragem de rejeitos pode significar entre outros efeitos: perda de vidas humanas, dano
ambiental severo, impacto direto nos custos de produção da usina, imagem negativa da
empresa, responsabilidade legal e publicidade negativa instantânea.
A Tabela 1.1 apresenta alguns acidentes geotécnicos ocorridos na mineração mundial no
período de 1928 a 2008 e destacam-se nesta tabela três situações: 1) Situação da barragem
quando ocorre o rompimento: ativa ou inativa; 2) Tipos de incidentes: o incidente pode ser
uma falha (incidente de pequenas proporções) ou um acidente (incidente de grandes
proporções); 3) Causas dos incidentes: estrutural, erosão, fundação, galgamento, instabilidade
do talude, percolação, piping, subsidência da mina e terremoto.
Tabela 1.1 – Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos (Modificado – Tailings.info, 2009)
Data �ome da Mina e Localização
Situação da Barragem (no rompimento)
Tipo de Incidente
Causa do Incidente
1928 Barahona, Chile Ativa Falha Terremoto
1937 Simmer and Jack, África do
Sul Ativa Falha
Instabilidade do Talude
1939 Captains Flat Dump 6A,
Austrália Ativa Falha
Instabilidade do Talude
1940 St. Joe Lead, Flat Missouri,
USA Ativa Falha Galgamento
1941 Kennecott, Garfield, Utah,
USA Ativa Falha
Instabilidade do Talude
1942 Kennecott, Utah, USA Ativa Falha Fundação
1944 Hollinger, Canadá Ativa Falha Fundação
1948 Kimberley, BC, Canadá Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1951 Peace River, Flórida, USA Ativa Falha Percolação
1952 Alfaria River, Flórida, USA Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1952 Peace River, Flórida, USA Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1956 Grootvlei, África do Sul Ativa Falha Instabilidade do
Talude
4
Tabela 1.1 – Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos (Modificado – Tailings.info, 2009)
(Continuação)
Data �ome da Mina e Localização
Situação da Barragem (no rompimento)
Tipo de Incidente
Causa do Incidente
1959 Union Carbide, Green River, Utah, USA
Ativa Falha Galgamento
1963 Utah construction, Riverton,
Wyoming, USA Ativa Acidente Galgamento
1965 Bellavista, Chile Ativa Falha Terremoto
1965 Cerro Blanco de Polpaico,
Chile Ativa Acidente Terremoto
1965 Cerro Negro No 1, Chile Inativa Acidente Terremoto
1965 Cerro Negro No 2, Chile Inativa Acidente Terremoto
1965 Cerro Negro No 3, Chile Ativa Falha Terremoto
1965 El Cerrado, Chile Inativa Acidente Terremoto
1965 El Cobre New Dam, Chile Ativa Falha Terremoto
1965 El Cobre Old Dam, Chile Ativa Falha Terremoto
1965 El Cobre Small Dam, Chile Inativa Acidente Terremoto
1965 Hierro Viejo, Chile Ativa Falha Terremoto
1965 La Patagua, New Dam,
Chile Ativa Falha Terremoto
1965 Los Maquis No 1, Chile Inativa Acidente Terremoto
1965 Los Maquis No 3, Chile Ativa Falha Terremoto
1965 N’yukka Creek, USSR Ativa Acidente Fundação
1965 Ramayana No 1, Chile Ativa Falha Terremoto
1965 Sauce No 1, Chile Ativa Acidente Terremoto
1965 Sauce No 2, Chile Inativa Acidente Terremoto
1965 Sauce No 3, Chile Inativa Acidente Terremoto
1965 Sauce No 4, Chile Inativa Acidente Terremoto
1965 Tymawr, Reino Unido Ativa Falha Galgamento
1965 Idaho, USA Ativa Acidente Instabilidade do
Talude
1966 Derbyshire, Reino Unido Inativa Falha Fundação
1966 Texas, USA Ativa Falha Percolação
1966 Williamthorpe, Reino
Unido Ativa Falha Galgamento
1966 Williamthorpe, Reino
Unido Ativa Falha Fundação
5
Tabela 1.1 – Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos (Modificado – Tailings.info, 2009)
(Continuação)
Data �ome da Mina e Localização
Situação da Barragem (no rompimento)
Tipo de Incidente
Causa do Incidente
1968 Hokkaido, Japão Ativa Falha Terremoto
1968 IMC K-2, Saskatchewan,
Canadá - -
Subsidência da Mina
1968 Stoney, Middleton, Reino
Unido Ativa Falha
Instabilidade do Talude
1970 Heath Steele, Brunswick,
Canadá Ativa Acidente Fundação
1970 Maggie Pye, Reino Unido Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1970 Mulfilira, Zâmbia Ativa Falha Subsidência da
Mina
1970 Park, Reino Unido Ativa Falha Galgamento
1970 Portworthy, Reino Unido Ativa Falha Estrutural
1970 Mississipi, USA Ativa Acidente Galgamento
1971 Pinchi Lake, Canadá Ativa Acidente Erosão
1971 Western Nuclear, Jeffrey City, Wyoming, USA
Ativa Falha Estrutural
1972 Galena Mine, Idaho, USA Ativa Acidente Erosão
1972 Ray Mine, Arizona, USA Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1973 Earth Resources, Ativa Falha Galgamento
1973 Ray Mine, Arizona, USA Ativa Acidente Instabilidade do
Talude
1974 Bafokeng, África do Sul Ativa Falha Percolação
1974 Berrien, França Ativa Falha Percolação
1974 Deneen Mica Yancey
Country, Carolina do Norte, USA
Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1974 Galena Mine, Idaho, USA Ativa Falha Erosão
1974 GCOS, Alberta, Canadá Ativa Acidente Instabilidade do
Talude
1974 Silver King, Idaho, USA Ativa Falha Galgamento
1974 Canaca, México Ativa Falha Galgamento
1974 Mississipi, USA Ativa Acidente Fundação
1975 Cadet No 2, Montana, USA Ativa Acidente Instabilidade do
Talude
1975 Carr Fork, Utah, USA Ativa Falha Estrutural
1975 Dresser No 4, Montana,
USA Ativa Falha Fundação
6
Tabela 1.1 – Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos (Modificado – Tailings.info, 2009)
(Continuação)
Data �ome da Mina e Localização
Situação da Barragem (no rompimento)
Tipo de Incidente
Causa do Incidente
1975 Madjarejo, Bulgária Ativa Falha Estrutural
1975 Mike Horse, Montana, USA Inativa Falha Galgamento
1975 Green River, Wyoming,
USA - -
Subsidência da Mina
1975 PCS Rocanville,
Saskatchewan, Canadá - -
Subsidência da Mina
1976 Dashihe, China Ativa Acidente Terremoto
1976 Kerr-McGee, Churchrock,
Novo México, USA Ativa Falha Fundação
1976 Idaho, USA Ativa Acidente Instabilidade do
Talude
1976 Zlevoto No 4, Yugoslávia Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1977 Homestake, USA Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1977 Madison, Missouri, USA Ativa Falha Galgamento
1977 Hernando, Flórida, USA Ativa Acidente Fundação
1977 Western Nuclear, Jeffrey City, Wyoming, USA
Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1978 Arcturus, Zimbaboe Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1978 Hirayama, Japão Inativa Acidente Terremoto
1978 Mochikoshi No 1, Japão Ativa Falha Terremoto
1978 Mochikoshi No 2, Japão Ativa Falha Terremoto
1978 Norosawa, Japão Inativa Acidente Terremoto
1978 Syncrude, Alberta, Canadá Ativa Acidente Fundação
1979 Incident No 1, Elliot, Ontário, Canadá
- - Subsidência da
Mina
1979 Suncor E-W Dike, Alberta,
Canadá Ativa Acidente
Instabilidade do Talude
1979 Union Carbide, Uravan,
Colorado, USA Ativa Acidente
Instabilidade do Talude
1979 United Nuclear,
Churchrock, Novo México, USA
Ativa Falha Fundação
1980 Kyanite Mining, Virginia,
USA Ativa Acidente Galgamento
1980 Phelps-Dodge, Tyrone, Novo México, USA
Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1980 Sweeney Tailings Dam,
Longmont, Colorado, USA Ativa Falha Percolação
1981 Balka Chuficheva, Rússia Ativa Falha Instabilidade do
Talude
7
Tabela 1.1 – Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos (Modificado – Tailings.info, 2009)
(Continuação)
Data �ome da Mina e Localização
Situação da Barragem (no rompimento)
Tipo de Incidente
Causa do Incidente
1981 Texasgulf No 1 , Beaufort, Carolina do Norte, USA
Ativa Acidente Instabilidade do
Talude
1982 No 3Tailings Pond, Sipalay,
Luzon, Filipinas Ativa Falha Fundação
1982 Royster, Flórida, USA Ativa Falha Fundação
1983 Clayton Mine, Idaho, USA Ativa Acidente Estrutural
1983 Golden Sunlight, USA - - Subsidência da
Mina
1983 Grey Eagle,Califórnia, USA - - Subsidência da
Mina
1984 Battle Mt. Gold, Nevada,
USA Ativa Acidente
Instabilidade do Talude
1984 Mirolubovka, Sul da
Ucrânia Ativa Falha
Instabilidade do Talude
1984 Texasgulf 4B Pond, Beaufort, Carolina do
Norte, USA Ativa Acidente
Instabilidade do Talude
1984 Virginia Vermiculite, Louisa, Virgínia, USA
Ativa Falha Estrutural
1985 Bonsal, Carolina do Norte,
USA Ativa Falha Galgamento
1985 Cerro Negro No 4, Chile Ativa Falha Terremoto
1985 El Cobre No 4, Chile Ativa Acidente Terremoto
1985 La Belle, Pensilvânia, USA Ativa Acidente Fundação
1985 Marga, Chile Inativa Falha Galgamento
1985 Ollinghouse, Nevada, USA Ativa Falha Percolação
1985 Stava, Norte da Itália Ativa Acidente Instabilidade do
Talude
1986 Big Four, Flórida, USA Ativa Acidente Estrutural
1986 Fernandinho, Brasil Ativa Acidente Instabilidade do
Talude
1986 Itabirito, Brasil Ativa Falha Estrutural
1986 Mineral King, Canadá Inativo Falha Galgamento
1986 No 3Tailings Pond,
Mankayan, Luzon, Filipinas Ativa Falha Estrutural
1986 Pico de São Luiz, Brasil Ativa Falha Erosão
1986 Rossarden, Tasmânia Inativa Falha Galgamento
1986 Spring Creek Plant, Borger,
Texas, USA Ativa Falha Galgamento
1986 Story’s Creek, Tasmânia Inativa Falha Galgamento
8
Tabela 1.1 – Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos (Modificado – Tailings.info, 2009)
(Continuação)
Data �ome da Mina e Localização
Situação da Barragem (no rompimento)
Tipo de Incidente
Causa do Incidente
1987 Montana Tunnels, USA - - Subsidência da
Mina
1987 Xishimen, China Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1988 Jinduicheng, Shaanxi
Province, China Ativa Falha Galgamento
1988 TN Consolidated Coal No 1,
Tennessee, USA Ativa Acidente Estrutural
1988 Hernando, Flórida, USA Ativa Falha Galgamento
1988 Hernando, Flórida, USA Ativa Acidente Fundação
1988 Rain Starter Dam, Elko,
Nevada, USA - -
Subsidência da Mina
1989 Big Four, Flórida, USA Ativa Acidente Fundação
1989 Cyprus Thompson Creek,
Idaho, USA Ativa Acidente Percolação
1989 Silver King, Idaho, USA Ativa Acidente Galgamento
1989 Soda Lake, Califórnia, USA Ativa Acidente Terremoto
1989 Southern Clay, Tennessee,
USA Ativa Falha Percolação
1989 Stancil, Maryland, USA Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1991 Iron Dyke, Sullivan Mine,
Kimberley, Canadá Ativa Falha
Instabilidade do Talude
1992 Kojkovac, Montenegro Inativa Acidente Erosão
1992 Maritsa Istok 1, Bulgária Ativa Falha Erosão
1992 No 2Tailings Pond, Padcal,
Luzon, Filipinas Ativa Falha Fundação
1992 Saaiplaas, África do Sul Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1993 Itogon-Suyoc, Baguio Gold District, Luzon, Filipinas
Ativa Falha Galgamento
1993 TD 7, Chingola, Zâmbia Ativa Falha Galgamento
1994 Amatista, Nazca, Peru Ativa Falha Terremoto
1994 Merriespruit, Virgínia
África do Sul Inativa Falha Galgamento
1994 Mineração Serra Grande, Crixas, Goiás, Brasil
Ativa Acidente Instabilidade do
Talude
1995 Golden Cross, Waitekauri Valley, Nova Zelândia
Ativa Falha Fundação
1995 Middle Arm, Launceston,
Tasmânia Ativa Falha Galgamento
1995 Placer Bay, Surigao del,
Filipinas Inativa Falha
Instabilidade do Talude
9
Tabela 1.1 – Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos (Modificado – Tailings.info, 2009)
(Continuação)
Data �ome da Mina e Localização
Situação da Barragem (no rompimento)
Tipo de Incidente
Causa do Incidente
1995 Riltec, Mathinna, Tasmânia Ativa Acidente Percolação
1995 Tailings dam No 1, Guiana Ativa Falha Erosão
1996 Marcopper, Ilha
Marinduque, Filipinas Ativa Falha Estrutural
1996 Sgurigrad, Bulgária Ativa Falha Instabilidade do
Talude
1998 Los Frailes, Sevilha,
Espanha Ativa Falha Fundação
2000 Aitik Mine, Gallivare,
Suécia Ativa Falha Erosão
2000 Baia Mare, Romênia Ativa Falha Estrutural
2000 Inez, EUA Ativa Falha Subsidência da
Mina
2000 Nandan, China Ativa Acidente Estrutural
2000 Mercês, Minas Gerais,
Brasil Ativa Falha Liquefação
2001 São Sebastião das Águas
Claras, Minas Gerais, Brasil Ativa Acidente
Instabilidade do Talude
2002 Cobrex Mine 2, 3, 4, 5,
Chile Inativa Falha Galgamento
2002 Cobrex Mine, Chile Inativa Falha Galgamento
2003 Barcarena, Pará, Brasil Ativa Falha Percolação
2003 Cataguases, Minas Gerais,
Brasil Ativa Acidente “Piping”
2003 Cerro Negro , próximo a
Santiago, Chile Ativa Falha Erosão
2004 Barcarena, Pará, Brasil Ativa Falha Percolação
2004 Caetité, Bahia, Brasil Ativa Falha Estrutural
2004 Pinchi Lake, Canadá Ativa Acidente Erosão
2006 Miraí, Minas Gerais, Brasil Ativa Falha Estrutural
2007 Barcarena, Pará, Brasil Ativa Falha Percolação
2007 Leme, São Paulo, Brasil Ativa Falha Percolação
2007 Miraí, Minas Gerais, Brasil Ativa Falha Galgamento
2008 Congonhas, Minas Gerais,
Brasil Ativa Falha “Piping”
10
Por meio dos dados da Tabela 1.1 pode-se consolidar o total de incidentes ocorridos por
década desde 1928 até 2008 (Figura 1.1).
Figura 1.1 – Total de incidentes por década
Observa-se na Figura 1.1 que até 1988 o total de incidentes no mundo seguia uma tendência
crescente (↑), porém, a partir daí a tendência passou a ser decrescente (↓). Isto pode ser
explicado por um maior controle dos projetistas e das empresas ou uma menor divulgação dos
incidentes ocorridos neste período. No entanto, contrário a esta tendência está o Brasil, pois o
que se observa nos últimos anos é um aumento expressivo do número de incidentes, como
pode ser observado na Figura 1.1.
Portanto, visando prevenir estes incidentes, um método alternativo para disposição de estéril e
rejeito se faz necessário, surgindo então a proposta da disposição compartilhada que engloba a
manutenção das propriedades de resistência do estéril associadas com as propriedades
hidráulicas do rejeito, podendo vir a controlar grandes problemas como a drenagem ácida, a
instabilidade, a deformabilidade e a liquefação.
1.2 OBJETIVOS DA DISSERTAÇÃO
Os objetivos dessa dissertação são apresentados primeiro de uma maneira geral, explanando
apenas o que será feito de uma forma bem ampla, e no segundo tópico os objetivos
específicos serão mais detalhados enfocando o que se espera dos resultados.
11
1.2.1 OBJETIVO GERAL
O estudo propõe aplicar a metodologia de disposição compartilhada de rejeito e estéril
compatível com a realidade nacional, ou seja, sem a implantação de grandes estruturas que
demandem novos investimentos para realização da disposição. Essa metodologia servirá
como ferramenta para subsidiar a tomada de decisões relativas aos investimentos em áreas
para disposição de rejeitos e estéreis e até mesmo o aproveitamento de áreas já exploradas.
1.2.2 OBJETIVO ESPECÍFICO
O objetivo desse trabalho é analisar a estabilidade dos taludes com sua probabilidade de falha
e o grau de deformabilidade associados à disposição compartilhada de estéril e rejeito
depositados num mesmo local, porém, sem estarem previamente misturados. Nesse sentido,
propõe-se averiguar a implantação desse método alternativo de disposição que apresenta
segurança e melhor aproveitamento do espaço disponível para descarte de resíduos.
A metodologia será testada utilizando como estudo de caso a Cava da Mina do Cauê da
empresa Vale. Espera-se que os procedimentos de análise possam ser aplicados não só neste
estudo de caso, mas que a alternativa de disposição desses materiais possa ser generalizada
para outras situações.
1.3 ORGA�IZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO
Essa dissertação apresenta-se dividida em sete capítulos e cinco apêndices. No Capítulo 1 são
apresentadas algumas considerações gerais sobre mineração e sua interação com o meio
ambiente. São apresentados vários incidentes ocorridos na mineração a nível mundial, além
dos objetivos e o escopo do trabalho.
No Capítulo 2 encontra-se uma breve definição de estéril e de rejeito, além da revisão
bibliográfica sobre codisposição e disposição compartilhada de estéril e rejeitos.
No Capítulo 3 são apresentadas as características gerais que abordam aspectos relevantes
como localização da área de estudo, descrição da Mina do Cauê com suas unidades
litoestratigráficas e período produtivo da Mina. Além disso, são apresentadas também
12
descrições geológicas, geomecânicas e hidrogeológicas dos principais grupos que fazem parte
da formação da Mina.
No Capítulo 4 é apresentada uma compilação dos estudos existentes do sistema de disposição
compartilhada na Cava da Mina do Cauê. Nesta revisão aborda-se de uma maneira sucinta a
geração de rejeitos e estéreis oriundos da lavra, a caracterização dos rejeitos e dos estéreis,
enfocando os ensaios em laboratório e em campo, as análises de estabilidade dos taludes da
Cava da Mina para a situação de exaustão, explicando a metodologia adotada, parâmetros
geotécnicos e estudos de estabilidade já realizados.
No Capítulo 5 é apresentada a metodologia de análise, os cenários propostos para o estudo,
uma breve explicação sobre análise probabilística e a justificativa sobre a importância de se
fazer uma análise probabilística.
No Capítulo 6 são apresentados os parâmetros geotécnicos, a calibração do Método de Monte
Carlo e os resultados (comentados) das análises de estabilidade e tensão-deformação para o
novo alteamento da pilha de disposição de estéril, enfocando a junção dos novos estudos
àqueles anteriormente realizados. Os resultados da análise de estabilidade são apresentados
para duas situações, uma com lançamento só de estéril (ru ≠ 0) e a outra com lançamento de
enrocamento e estéril (ru = 0 e ru ≠ 0). E os resultados da análise de tensão-deformação são
apresentados para duas situações, uma em que o módulo de elasticidade do rejeito é único e
outra em que o módulo de elasticidade é variável e o rejeito está dividido em três zonas.
No Capítulo 7 são apresentadas as conclusões mais importantes deste trabalho, incluindo
sugestões para futuras pesquisas.
No Apêndice A são apresentadas as análises de estabilidade da Aba Oeste realizadas por Vale
(2002). O Apêndice B apresenta as análises de estabilidade, também da Aba Oeste, realizadas
por SPEC (2004). No Apêndice C são apresentadas as análises realizadas por RDIZ (2008),
também considerando a Aba Oeste em sua seção analisada. O Apêndice D apresenta uma
análise estatística dos dados de coesão e ângulo de atrito do estéril estudado por SBC (2005).
No Apêndice E são apresentados gráficos com a variação do módulo de elasticidade secante
50% versus índice de densidade, para o rejeito, e variação do módulo de elasticidade secante
50% versus índice de vazios, para o estéril.
13
CAPÍTULO 2 ________________________________________________________
2. DISPOSIÇÃO DE REJEITO E ESTÉRIL
A mineração é um conjunto de atividades relacionadas à extração econômica de bens minerais
da crosta terrestre que por sua vez geram modificações no meio ambiente devido às atividades
na lavra e decorrentes do beneficiamento do mineral. O processo de mineração gera
normalmente dois tipos de resíduos, o estéril e o rejeito que possuem origens e características
completamente distintas.
A disposição de rejeito e estéril é feita em geral de forma separada e aproveitando locais onde
não será realizado nenhum tipo de atividade minerária, ou em local onde já se explorou o
minério e após a exaustão da jazida faz-se o preenchimento da área com os resíduos gerados
durante o processo de exploração e/ou de beneficiamento. Porém, desde 1978, uma nova
alternativa de disposição vem sendo estudada e a mudança principal em relação ao método
convencional é que, ao invés de dispor os materiais separados, faz-se a mistura do rejeito com
o estéril para em seguida dispor os dois misturados ou dispõe os dois no mesmo local sem
misturar previamente. A seguir serão apresentadas as definições de estéril e rejeito, e alguns
estudos sobre codisposição e disposição compartilhada, que fazem parte do foco de estudo
dessa dissertação. Os métodos convencionais não serão detalhados nesse trabalho.
2.1 ESTÉRIL
De acordo com a Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT, 2006b), estéril é todo e
qualquer material não aproveitável economicamente, cuja remoção se torna necessária para a
lavra do minério.
O estéril, proveniente de uma camada de material sem valor comercial, se localiza acima do
mineral a ser explorado. Normalmente, o mineral não fica completamente exposto, podendo
ele estar parcialmente coberto com alguns pontos de afloramento ou totalmente coberto pelo
estéril. Este material possui origens distintas, podendo ser fruto da decomposição da rocha sã
14
do próprio minério, ser oriundo de rocha encaixante ou ter origem da sedimentação de
materiais distintos, proveniente de outros locais.
A retirada do estéril é realizada à medida que a mina avança, sendo o material estocado
geralmente em forma de pilha nos talvegues e encostas próximas à área da lavra. Mas pode
também ser disposto em antigas cavas de minas a céu aberto ou subterrâneas.
2.2 REJEITO
De acordo com a ABNT (2006a), rejeito é todo e qualquer material não aproveitável
economicamente, gerado durante o processo de beneficiamento de minérios.
O rejeito, diferentemente do estéril, não é encontrado na natureza no seu estado final, e sim é
fruto do beneficiamento do minério, sendo a parcela do mineral bruto que foi levado à
instalação de beneficiamento e após o tratamento, foi rejeitado como material de valor
comercial. O rejeito gerado será função direta do tipo de material explorado e do processo de
separação utilizado no decorrer do beneficiamento, que por sua vez é em função das
necessidades de mercado. No caso de utilização de hidrociclones, os rejeitos gerados são
classificados como underflow (partículas de maior massa e movimento descendente no
hidrociclone) e overflow (partículas de menor massa e movimento ascendente no
hidrociclone).
A disposição do rejeito pode ser feita em barragens, pilhas, deposição subterrânea e
preenchimento de cavas exauridas de mina a céu aberto.
2.3 CODISPOSIÇÃO E DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA DE
REJEITOS E ESTÉRIL
A definição dos termos codisposição e disposição compartilhada ainda não está totalmente
consolidada no meio acadêmico, porém, nessa dissertação procurou-se tratá-los da seguinte
forma: codisposição é a situação em que se mistura previamente os rejeitos ou o rejeito com o
estéril para em seguida dispor; disposição compartilhada é a situação em que os rejeitos ou o
rejeito e o estéril são dispostos num mesmo local, porém sem estarem previamente
misturados.
15
As técnicas comumente utilizadas para dispor tanto o estéril quanto o rejeito não envolvem a
mistura destes materiais, sendo ambos dispostos separadamente e muitas vezes sem o controle
necessário. Devido às enormes dificuldades de conseguir locais para descartar estes resíduos e
à grande variabilidade que cada um apresenta, principalmente os rejeitos finos que geralmente
têm baixa permeabilidade, Brawner em 1978, citado por Wickland et al. (2006), propôs a
técnica de misturar estéril e rejeito para em seguida fazer a disposição, surgindo assim a idéia
de codisposição em superfície.
Williams et al. (1992) publicaram resultados de um estudo relacionado ao método de
codisposição de resíduos de carvão por bombeamento onde a mistura era composta de rejeito
fino e rejeito granular, sem a presença de estéril. Segundo os mesmos autores, as principais
vantagens deste método de disposição são: a redução do volume total a ser disposto, o
aumento da estabilidade e trafegabilidade, o aumento do grau de saturação, limitando assim a
drenagem ácida, e a redução dos custos totais para disposição.
Dentre as desvantagens, uma está associada ao diâmetro máximo da partícula (0,10 m) a ser
misturada e bombeada. A outra é a segregação das partículas (Figura 2.1) durante o processo
de deposição (Morris & Williams, 1997), além do elevado custo para realizar a mistura.
Figura 2.1 – Diagrama do perfil de codisposição (Modificado - Morris & Williams, 1997)
Indraratna (1994) realizou uma caracterização geotécnica (ensaio de compactação, Califórnia
Bearing Ratio - CBR, ensaio triaxial, ensaio de permeabilidade, ensaio de compressão
simples e adensamento) de misturas de rejeitos de carvão utilizados na construção e em
trabalhos de reabilitação, todos segundo as normas técnicas. Estes estudos quantificaram as
principais características dos rejeitos finos e dos granulares, sendo classificado como rejeito
fino o material oriundo da célula de flotação e com dimensão de 100 a 500 µm, e como rejeito
granular o material oriundo do ciclone e com dimensão de 0,5 a 50 mm.
16
A eliminação de rejeito granular tem encontrado aplicações práticas na forma de lastro
ferroviário, como backfill para manter estruturas, na construção de aterros rodoviários, vias de
acesso para mina e barragens de rejeitos. No entanto, a eliminação de rejeitos finos tem sido
um problema assustador, principalmente no que diz respeito ao custo de desidratação. Por isso
a codisposição aparece como uma alternativa, visto que a mistura do material granular com o
fino apresenta propriedades geotécnicas superiores às propriedades dos materiais
individualmente, desde que seja respeitada a proporção da mistura que, neste caso, é 55% de
rejeito granular e 45% de rejeito fino, em massa (Indraratna, 1994).
Como principais conclusões deste estudo, Indraratna (1994) destaca: a redução da
permeabilidade (Figura 2.2) após a compactação, ou seja, há um preenchimento dos vazios do
material granular; peso específico seco máximo de 15,5 kN/m3 (Figura 2.3) com um índice de
vazios de 0,3, mostrando que o rejeito do carvão é relativamente leve e ótimo para utilização
em aterros rodoviários lançados sobre fundação compressível; o baixo peso específico dos
rejeitos não só permite fácil manuseio utilizando máquinas convencionais, mas também os
rejeitos podem ser compactado sobre uma gama de teores de umidade (10 a 14%) utilizando
rolos de borracha ou rolos de tambor de aço atingindo densidades superiores a 85% da
máxima densidade seca.
Figura 2.2 - Variação da permeabilidade com a porcentagem de rejeito granular (Modificado
– Indraratna, 1994)
17
Figura 2.3 – Variação do peso específico seco máximo com a porcentagem de rejeito granular
(Modificado – Indraratna, 1994)
Entretanto, a máxima densidade seca nem sempre coincide com o máximo valor de CBR.
Para os atuais rejeitos, valores aceitáveis de CBR (superior a 30%) para vias de acesso às
minas são obtidos a uma umidade ligeiramente menor que o teor de umidade ótima. Portanto,
pode-se concluir que a compactação dos rejeitos em campo abaixo da umidade ótima é
benéfica. A experiência em vários locais próximos a Wollongong, na Austrália, demonstrou
que valores de CBR superiores a 25% e compactados a 85-90% da densidade seca máxima
são suficientes para um bom desempenho da maioria das vias de acesso às minas (Indraratna,
1994).
A utilização de uma pequena quantidade de cimento Portland (2 a 5%) como um aditivo
melhora ainda mais a qualidade da mistura de rejeitos. Em particular, a permeabilidade, o
adensamento e a resistência ao cisalhamento. O efeito do cimento é refletido principalmente
na melhoria da coesão, e menor sobre o ângulo de atrito.
Contudo, é relevante notar que as propriedades dos rejeitos de uma mina podem variar
significativamente de um local para outro, dependendo da geologia que originou o carvão e da
eficiência do carvão vegetal. Por conseguinte, os resultados obtidos por Indraratna (1994) não
podem prever exatamente a resposta geotécnica de outros tipos de rejeitos produzidos em
outros países.
18
Vector (2002), com o objetivo de obter novas opções de disposição de rejeitos realizou
ensaios de laboratório e avaliações preliminares para manuseio de rejeito de mineração. O
princípio foi dispor os rejeitos e os estéreis separadamente e em conjunto em diversas
proporções com o propósito de caracterizar as propriedades geotécnicas dos materiais e
examinar como o material se comportaria em condições diferentes de disposição. A partir
destas avaliações, foram propostos três métodos de disposição compartilhada e um método de
codisposição apresentados a seguir. Neste estudo realizado por Vector (2002) não são
especificados a origem do rejeito nem a origem do estéril, portanto, os resultados devem ser
interpretados com cautela.
A Figura 2.4 apresenta o método de disposição compartilhada em que o rejeito é depositado
em pontos específicos da pilha de estéril. Este método consiste na formação de pequenas
lagoas e diques de contenção dentro do depósito, gerando pequenas camadas de rejeito na
pilha de estéril.
Figura 2.4 - Camadas de rejeito lançadas no depósito de estéril (Modificado - Vector, 2002)
A mistura do estéril e do rejeito em pasta antes da disposição é um método de codisposição
que pode ocorrer durante as atividades de processamento e transporte (caminhões e/ou
correias transportadoras), ou no próprio depósito de estéril, gerando um material
relativamente homogêneo. Este método é apresentado na Figura 2.5.
A Figura 2.6 e a Figura 2.7 apresentam o método de disposição compartilhada em que ocorre
a injeção dos rejeitos sob a forma de pasta, após seu desaguamento e espessamento,
19
diretamente no depósito de estéril através de furos de injeção. Este procedimento pode ser
realizado em furos inclinados (Figura 2.6) ou em furos verticais (Figura 2.7).
Figura 2.5 - Mistura de rejeito com estéril no topo do depósito (Modificado - Vector, 2002)
Figura 2.6 - Injeção de rejeito em furos inclinados no topo do depósito de estéril (Modificado
- Vector, 2002)
20
Figura 2.7 - Injeção de rejeito em furos verticais no topo do depósito de estéril (Modificado -
Vector, 2002)
Na Figura 2.8 é apresentado o método de disposição compartilhada onde o rejeito em
camadas finas é disposto diretamente no depósito de estéril, de maneira que o rejeito se
infiltre na pilha, até que ocorra sua secagem, para que, posteriormente, esta camada seja
novamente coberta com estéril. Cabe salientar que a interface de contato da camada de estéril
com a camada de rejeito pode ser um plano preferencial para que ocorra uma ruptura planar.
Figura 2.8 - Disposição de rejeito em camadas finas na face do depósito de estéril
(Modificado - Vector, 2002)
Com relação aos resultados dos ensaios de resistência realizados, Vector (2002) demonstrou
que altas proporções de estéril misturado com rejeito (4:1) apresentam elevado ângulo de
atrito interno e em casos de proporções mais baixas (2:1) o ângulo de atrito interno é
semelhante ao do rejeito disposto separadamente. A Figura 2.9 apresenta a variação do ângulo
de atrito para várias proporções de mistura estéril – rejeito e nota-se que o ponto
21
correspondente à proporção (4:1) não segue a tendência de acréscimo ou decréscimo do valor
do ângulo de atrito, devendo o mesmo ser melhor analisado.
Figura 2.9 - Variação do ângulo de atrito para várias proporções de mistura estéril - rejeito
(Modificado - Vector ,2002)
Já para os ensaios de permeabilidade, os resultados demonstraram que baixas proporções de
estéril misturado com rejeito (1:1) apresentam permeabilidade semelhante a dos rejeitos e, em
casos de proporções maiores (4:1), a permeabilidade é semelhante a do estéril granular. A
Figura 2.10 apresenta a variação da permeabilidade média para várias proporções de mistura
estéril - rejeito.
Figura 2.10 - Variação da permeabilidade média para várias proporções de mistura estéril -
rejeito (Modificado - Vector ,2002)
22
Para Martin et al. em 2002, citado por Figueiredo (2007), a codisposição de estéreis e rejeitos
envolve preferencialmente o estéril de granulometria mais grosseira sendo preenchidos os
vazios do mesmo com as partículas finas do rejeito.
Estes mesmos autores apontam que a principal vantagem da técnica de codisposição está
relacionada à melhoria das condições de resistência e drenabilidade do rejeito, além da
minimização da potencialidade de geração de drenagem ácida do estéril, quando este se
encontra associado a sulfetos. Entretanto, é apresentada como desvantagem, a necessidade de
um maior controle operacional destes depósitos, uma vez que variações nas quantidades de
rejeitos e estéreis podem comprometer a sua estabilidade.
Segundo Leduc & Smith (2003), o primeiro passo é avaliar separadamente os rejeitos e os
estéreis, e a partir desta análise determinar o seu uso na codisposição ou disposição
compartilhada. Após determinar a viabilidade de utilização, deve-se realizar ensaios variando
as porcentagens de cada material e a partir daí avaliar qual das proporções apresentou melhor
desempenho nas condições de drenabilidade, resistência, maior recuperação de água e
possibilidade de recuperação progressiva das áreas de disposição. A seguir são listados alguns
ensaios comumente utilizados:
� Resistência ao cisalhamento para diferentes proporções de mistura (traço), além dos
rejeitos e estéreis sozinhos;
� Granulometria do estéril;
� Granulometria e adensamento dos rejeitos;
� Permeabilidade para os rejeitos e diferentes proporções de mistura;
� Permeabilidade simulando várias profundidades de disposição e para diferentes
proporções de mistura;
� Compressão simples para os rejeitos misturados com cimento ou outro material
cimentante;
� Análise química dos materiais.
Uma observação importante sobre a realização destes ensaios é considerar o efeito escala,
pois os ensaios convencionais podem não representar uma situação real de campo,
principalmente quando se trata de estéril, que pode apresentar desde uma granulometria fina
até blocos de rocha.
23
Wickland & Wilson (2005) consideram que a codisposição de estéril e rejeito pode ajudar a
evitar problemas associados à disposição convencional, onde a manutenção da resistência do
estéril e a propriedade hidráulica do rejeito podem prevenir dois grandes problemas, que são a
drenagem ácida da pilha de estéril e a liquefação na barragem de rejeitos. Para tal conclusão,
avaliou-se o comportamento de três colunas contendo misturas em proporções variadas de
estéril e rejeito e uma coluna contendo somente estéril, sendo esta última utilizada como
parâmetro para controle. O comportamento só do rejeito foi simulado em laboratório através
de ensaios edométricos convencionais. Esta avaliação ocorreu durante um período de dois
anos onde monitoravam-se a drenagem, poropressão, adensamento e grau de saturação.
As conclusões de Wickland & Wilson (2005) são que a mistura apresenta adensamento e
consolidação mais rápido que o rejeito sozinho e a outra é que a mistura permaneceu saturada
devido à baixa permeabilidade, quando comparada com o estéril sozinho. A dissipação do
excesso de poropressão da mistura demorou de dois a trinta dias e próximo de 480 dias para a
coluna hipotética só com rejeito. A permeabilidade da mistura variou de 10-7 a 10-8 m/s, da
coluna hipotética de rejeito variou de 10-7 a 10-9 m/s e da coluna só com estéril foi 0,3 m/s.
Resumindo as conclusões, observou-se que: o grau de adensamento da mistura é semelhante
ao comportamento do estéril sozinho, cerca de 5 a 7% e a condutividade hidráulica da mistura
é semelhante ao comportamento do rejeito sozinho. Lembrando que estes resultados são
válidos para os materiais analisados, não podendo ser aplicados a outros materiais sem prévio
estudo (Wickland & Wilson, 2005).
Uma observação muito pertinente feita pelos autores Wickland & Wilson (2005) foi que a
maioria dos estudos de codisposição é feita de maneira muito empírica, exceto no caso de
mistura e posterior bombeamento dos rejeitos de carvão, pois Williams et al. (1992) já
estudam este tema há bastante tempo e a maioria dos trabalhos relacionados na literatura são
publicações de resultados destes autores e sua equipe da Universidade de Queesland.
Wickland et al. (2006) apresentam novos métodos de disposição que podem evitar os
problemas da disposição convencional onde cada material é disposto separadamente. A
Tabela 2.1 apresenta algumas formas de codisposição que são diferenciadas pelo grau de
mistura e método de disposição, onde cada um oferece alternativas com vantagens (drenagem
rápida, estabilidade e pequeno volume requerido para disposição) e desvantagens (segregação
dos finos e limite do tamanho da partícula a ser disposta) dependendo do material e área para
disposição.
24
Tabela 2.1 – Métodos de disposição (Modificado - Wickland et al., 2006)
Mistura Homogênea: estéril e rejeito são misturados de forma a ter uma massa homogênea
(método de disposição desconhecido)
Aumento do
grau de
mistura
Codisposição Bombeada: materiais granulares e finos são bombeados para o local da
disposição (ocorre segregação)
Codisposição em camadas: camadas alternadas de estéril e rejeito
O estéril é adicionado aos rejeitos na barragem
O rejeito é adicionado ao estéril na pilha
Estéril e rejeito são dispostos em alguma depressão (Disposição compartilhada)
Disposição separada: estéril em pilhas e rejeitos em barragens
Dentre as limitações práticas do estudo feito por Wickland et al. (2006) está a não realização
de ensaios de resistência, condutividade hidráulica, análise econômica de custo-benefício,
geoquímica, potencial de piping e sismicidade ou liquefação estática.
No Brasil os estudos sobre codisposição e disposição compartilhada ainda estão no início e
quase não há trabalhos publicados atestando a eficiência destes métodos. Contudo, Vale
(2008) relata a aplicação de técnicas de disposição compartilhada de estéril e rejeito em duas
cavas exauridas onde ocorria anteriormente a exploração de minério de ferro e destaca o
sucesso deste método como mais uma alternativa para disposição de resíduos gerados no
processo de extração de minério. Uma das cavas se localiza próximo a Belo Horizonte – MG,
Cava da Mina da Mutuca, e a outra no município de Itabira – MG, Cava da Mina do Cauê,
sendo a última objeto de estudo dessa dissertação.
25
CAPÍTULO 3 ________________________________________________________
3. CARACTERÍSTICAS GERAIS DA ÁREA DE ESTUDO
A Cava da Mina do Cauê está inserida na região do Quadrilátero Ferrífero e faz parte do
Complexo Minerador de Itabira que é explorado pela Empresa Vale. Fazem parte deste
complexo, além da Mina do Cauê, a Mina de Conceição a as Minas do Meio. A localização da
área de estudo, a descrição da mina e alguns aspectos sobre a geologia, geomecânica e
hidrogeologia da região da Mina do Cauê serão apresentados a seguir.
3.1 LOCALIZAÇÃO DA ÁREA
O Complexo Minerador de Itabira da Empresa Vale, localizado no município de Itabira - MG,
compõe com os sistemas Minas Centrais e Mariana o conjunto dos complexos mineradores do
Sistema Sul da Vale, sendo inseridos na região do chamado Quadrilátero Ferrífero do Estado
de Minas Gerais (Figura 3.1).
Figura 3.1 – Localização dos Complexos Mineradores do Sistema Sul da Vale (Vale, 2008)
26
Localizado no extremo norte da área, o Complexo Minerador de Itabira está inserido numa
área de aproximadamente 150 km2, delimitado pelos meridianos 43º 11’ 10” e 43º 18’ 38” W
e pelos paralelos 19º 34’ 00” e 19º 41’ 30” S. A área é drenada no sul pela bacia do Rio do
Peixe e no norte - noroeste pela Rio Tanque, ambos ligados à bacia do Rio Doce.
A Vale explora o Complexo Minerador de Itabira desde sua constituição na década de 40
(Figura 3.2), e o mesmo é composto por:
� Conjunto de cavas de mineração onde são executadas as operações de lavra a céu aberto
com a escavação de materiais estéreis (solos e rochas encaixantes) e extração de minérios
de ferro (hematitas e itabiritos). Estas cavas são contíguas e caminhando do Sul para o
Norte tem-se: Mina de Conceição, Minas do Meio (Corpo D, Periquito, Dois Córregos,
Onça e Chacrinha) e Mina do Cauê;
� Pilhas de Disposição de Estéril (PDE) onde são dispostos os materiais estéreis escavados
nas minas;
� Usinas de Tratamento de Minérios de Conceição e do Cauê para britagem, classificação e
concentração dos minérios de ferro escavados nas minas. Estas usinas estão situadas nas
extremidades do Complexo Minerador próximas às minas homônimas;
� Sistemas de Contenção de Rejeitos (rejeitodutos, estações de bombeamento e ciclonagem,
barragens e diques auxiliares) para disposição dos rejeitos resultantes dos processos de
tratamentos de minérios nas usinas de Conceição (Barragens de Conceição, Itabiruçu e
Rio do Peixe) e Cauê (Barragem Pontal);
� Barramentos (diques e barragens) para contenção de sedimentos erodidos das áreas de
lavra, acessos, áreas operacionais e principalmente pilhas de disposição de estéril.
Segundo Vale (2002) e RDIZ (2008), o relevo da região, a exemplo de grande parte do
Quadrilátero Ferrífero, apresenta-se bastante acidentado e montanhoso, tendo como feição
mais relevante a Serra de Itabiruçu. Seus pontos mais destacados eram os picos do Cauê, Dois
Córregos e Conceição, associados a grandes espessuras de minério de ferro, com altitudes
máximas, antes da atividade minerária, de quase 1.400 m. As porções mais baixas, com cotas
variando de 700 a 950 m, entre as quais se desenvolveu a cidade de Itabira, constituem
domínios de rochas gnáissicas.
A cidade de Itabira - MG está localizada a 80 km em linha reta, a nordeste de Belo Horizonte,
capital do Estado de Minas Gerais. O acesso é feito pelas rodovias BR-381 e MG-434, em um
27
percurso de 105 km. Itabira - MG é ligada a Vitória - ES pelas mesmas rodovias acima e pela
Estrada de Ferro Vitória-Minas, em um ramal de 540 km, por onde é escoada boa parte da
produção dos minérios de ferro do Quadrilátero Ferrífero.
Figura 3.2 – Pico do Cauê nos primeiros anos de extração (1942-1945) - (Vale, 2008)
3.2 DESCRIÇÃO DA MI�A DO CAUÊ
A Mina do Cauê está localizada na extremidade norte do Distrito Ferrífero de Itabira, na
porção nordeste do Quadrilátero Ferrífero.
As unidades litoestratigráficas que afloram na Mina do Cauê são as mesmas descritas para o
Distrito Ferrífero de Itabira, consistindo-se do Grupo Nova Lima (Supergrupo Rio das
Velhas), Grupos Piracicaba e Itabira (Supergrupo Minas), rochas básicas intrusivas e
depósitos de cobertura, tais como cangas e solo coluvionar (Vale, 2002).
De acordo com Geoconsultoria (2002), a Mina do Cauê foi lavrada com bancos de 15 m de
altura e, próximo da exaustão (Figura 3.3), mostrou um desnível máximo de cerca de 550 m,
com cota mais baixa igual a 700 m, no lado leste, e cota mais alta de 1245 m, no extremo
oeste.
28
Figura 3.3 – Cava da Mina do Cauê em 2002 (Vale, 2008)
No lado leste ocorre a cota aproximada de 900 m, a partir da qual a mina opera em cava.
Acima deste nível toda a drenagem de água escoa para fora dos limites da mina por gravidade
e abaixo desta cota toda a água de chuva ou de nascentes drena para o fundo, sendo removida
apenas por bombeamento.
A área de drenagem da mina em cava é da ordem de 1,8 milhão de m2 e a área total é de cerca
de 3,3 milhões de m2.
Os taludes finais na etapa de exaustão da mina, para o trecho em cava que interessa à
disposição do rejeito e do estéril, são representados basicamente por itabiritos e quartzitos
ferruginosos, com solo no lado sul, acima da cota 850 m, e xistos decompostos nas cotas mais
elevadas dos lados leste e norte. A oeste o contato dos rejeitos é com o depósito de estéril, a
ser formado de maneira concomitante (Vale, 2002).
A produção total de minério de ferro (Hematita e Itabirito) entre os anos de 1942 e 2004 pode
ser observada na Tabela 3.1, e a evolução da lavra é apresentada na Figura 3.4, destacando
que seu período mais produtivo ocorreu em meados dos anos 70 e início dos anos 80.
Aba Oeste
Aba �orte
Aba Sul
Aba Leste
29
Tabela 3.1 – Produção total de minério de ferro entre 1942 e 2004 (Vale, 2008)
PRODUÇÃO HEMATITA 472 Mt
ITABIRITO 689 Mt
ESTÉRIL 826 Mt
TOTAL 1987 Mt
-
5
10
15
20
25
30
35
40
45
1942 1946 1950 1954 1958 1962 1966 1970 1974 1978 1982 1986 1990 1994 1998 2002 2006
Milhões ton
Itabirito
Hematita
Figura 3.4 – Evolução da lavra durante o período de exploração – 1942 a 2004 - (Vale, 2008)
3.2.1 CO�TEXTO GEOLÓGICO
De acordo com Vale (2002), a Mina do Cauê está localizada na extremidade norte do
Sinclinal de Itabira. Essa estrutura se caracteriza por grandes dobramentos resultantes de
falhamentos de empurrão e transcorrências, que deram origem a essas grandes dobras, uma
das quais é precisamente a estrutura sinformal denominada por “Sinclinal Cauê”.
A estrutura mais proeminente na Mina do Cauê era o próprio Sinclinal Cauê, segundo o qual
amoldavam-se os litotipos dos Supergrupos Minas e Rio das Velhas.
O contato entre os Supergrupos Rio das Velhas e Minas era de natureza tectônica,
representada por zonas de cisalhamento dúcteis. A Foliação Principal, representada pelo
bandamento composicional, xistosidade e foliação milonítica, era a feição estrutural de maior
destaque. Os maciços rochosos encontravam-se afetados por fraturas, juntas, falhas
localizadas com superfícies polidas, dobramentos localizados e zonas de cisalhamento dúctil
oblíquas à foliação principal. Estas zonas de cisalhamento dúctil foram marcadas pelo
30
predomínio de tectônica transcorrente, tal como ocorria na Aba Norte estendendo-se pela
formação ferrífera a leste até esmaecer nos xistos do talude norte.
Os perfis de alteração intempérica na Mina do Cauê refletiam diferentes respostas ao
intemperismo químico por diferentes materiais com diferentes texturas. O grau de alteração
dos materiais aflorantes refletia a posição relativa à superfície topográfica original e a posição
em relação às unidades aquíferas. Também refletiam a anisotropia decorrente de controle
estrutural (Vale, 2002).
O domínio das rochas do Grupo Nova Lima, marcado pela heterogeneidade litológica e pelo
desenvolvimento da xistosidade, era caracterizado por um perfil de alteração serrilhado com
pontões de rocha menos alteradas emersos em meio a materiais mais intensamente
decompostos.
No domínio das rochas do Supergrupo Minas (Grupo Piracicaba e Formação Cauê), a
alteração intempérica se fez presente de forma mais homogênea até grandes profundidades, de
modo que nas áreas de ocorrência destas unidades a superfície escavada da cava exaurida era
dominada por materiais intensamente alterados.
A descrição do contexto geológico é parte do estudo feito por Vale (2002) para a avaliação
dos taludes da cava exaurida da Mina do Cauê e da região onde se desenvolveu a lavra. Esta
região era composta principalmente por solos coluvionares e depósitos de canga, e atualmente
está restrito a ocorrências no entorno da cava.
As Rochas Básicas Intrusivas apareciam com bastante freqüência afetando as rochas do
Supergrupo Minas e do Supergrupo Rio das Velhas, ocorrendo tanto como corpos
concordantes à estruturação dos demais litotipos, como corpos discordantes. Nos corpos
concordantes observava-se a foliação bastante persistente e penetrativa, enquanto que nos
corpos discordantes a foliação era menos desenvolvida. A alteração intempérica destes
litotipos resultou em materiais argilosos.
O Grupo Nova Lima (Supergrupo Rio das Velhas) era certamente o que apresentava maior
heterogeneidade quanto aos litotipos existentes, ocorrendo xistos diversos, tais como clorita
xistos, sericita xistos, xistos carbonáticos, xistos grafitosos e quartzo micaxistos, metacherts,
xistos gnaissificados, gnaisses e quartzitos.
31
Os clorita xistos de cor cinza esverdeados, menos alterados, definem o mais proeminente
talude da cava da Mina do Cauê que é o talude contínuo da Aba Oeste já apresentado na
Figura 3.3 e este é conformado segundo a geometria do Sinclinal Cauê.
Os materiais do Grupo Nova Lima, rochas e solos de alteração, ocorrem dominando as Abas
Norte, Oeste e Leste da cava exaurida.
A Formação Cauê (Grupo Itabira - Supergrupo Minas) dominava a porção central da cava e a
mesma consistia da formação ferrífera representada por itabiritos, hematitas e quartzitos
ferruginosos.
O Grupo Piracicaba (Supergrupo Minas) era representado por quartzitos micáceos e quartzo
micaxistos de aspecto filítico, ocorrendo como pacotes com predomínio de um determinado
litotipo, ou como sequências com intensa intercalação destes litotipos. Os materiais do Grupo
Piracicaba predominavam nos taludes da Aba Sul da cava exaurida. Os litotipos desta unidade
ocorriam intemperizados até grandes profundidades, abaixo da superfície de escavação final
da cava, estando representados por materiais friáveis (alteração dos quartzitos) ou argilosos
(alteração dos micaxistos).
3.2.2 CO�TEXTO GEOMEC�ICO
A descrição do contexto geomecânico também é parte do estudo feito por Vale (2002) em que
se realizou a avaliação dos taludes da cava exaurida da Mina do Cauê.
A abordagem geotécnica adotada para o modelamento geomecânico se fundamentou na
Descrição Geotécnica e Classificação Geomecânica de maciços.
A Descrição Geotécnica foi baseada nos métodos sugeridos pelo ISRM (International Society
for Rock Mechanics) e ajustados aos métodos da ABGE (Associação Brasileira de Geologia
de Engenharia) e aos critérios da Vale.
Os parâmetros adotados para descrição dos maciços foram o grau de alteração, grau de
resistência/coerência, grau de fraturamento, condições das fraturas e RQD (Rock Quality
Designation).
A Classificação de Maciços Rochosos foi adotada como critério de zoneamento para lidar
com a heterogeneidade dos maciços. Desta forma a classificação de maciços rochosos foi
32
utilizada para definir porções do maciço com características geológicas–geomecânicas
similares.
Vale (2002) fez uma adaptação ao esquema básico de Classificação RMR (Rock Mass Rating)
proposto por Bieniawski (1976) acrescendo particularidades dos maciços rochosos em zonas
de clima tropical (Tabela 3.2 e Tabela 3.3). O esquema original proposto por Bieniawski
(1976) foi adaptado de forma a incluir a Classe de Maciço VI, que objetiva representar os
maciços rochosos compostos por saprólito ou solo estruturado coesivo, rijo a duro bastante
expressivos nas minas do Complexo de Itabira. Alterou-se também na Tabela 3.2 o intervalo
RMR que caracteriza cada classe de maciço e na Tabela 3.3 excluiu-se o parâmetro água.
Portanto, estas tabelas podem ser utilizadas, mas lembrando que não são as tabelas propostas
originalmente por Bieniawski (1976).
Tabela 3.2 – Classes de Maciço baseada em Bieniawski (1976) – (Vale, 2002)
CLASSE I II III IV V VI
RMR 100 - 80 80 - 60 60 – 40 40 - 30 30 – 0 -
TERMO
DESCRITIVO
Muito bom Bom Regular Pobre Muito pobre Solo coesivo
Very good Good Fair Poor Very poor Stiff soil
Tabela 3.3 – Parâmetros para Classificação (RMR), Bieniawski (1976) – (Vale, 2002)
1
Resistência da rocha intacta
Compressão Puntiforme
> 8 MPa 4-8 MPa 2-4 MPa 1-2 MPa Utilizar ensaio de compressão
simples Resistência à Compressão Simples
> 200 MPa 100-200 MPa 50-100 MPa 25-50 MPa 10-25 MPa 3-10 MPa 1-3 MPa
Peso Relativo
15
12 7
4
2 1 0
2 R.Q.D.% 90-100 75-90 50-75 25-50 < 25
Peso Relativo 20 17 13 8 3
3 Espaçamento de Fraturas > 3 m 1 - 3 m 0,3 - 1 m 50-300 mm < 50 mm
Peso Relativo 30 25 20 10 5
4
Condições das Fraturas
Superfícies muito rugosas. Não contínuas.
Fechadas. Paredes duras.
Superfícies pouco rugosas. Separação <1 mm.
Paredes duras.
Superfícies pouco rugosas. Separação <1 mm. Paredes moles.
Superfícies estriadas ou preenchi-mento
<5 mm ou abertura 1-5 mm. Fraturas contínuas.
Preenchimento mole >5 mm ou
abertura >5 mm. Fraturas contínuas
33
3.2.3 CO�TEXTO HIDROGEOLÓGICO
A descrição do contexto hidrogeológico é também parte do estudo feito por Vale (2002) para
a avaliação dos taludes da cava exaurida da Mina do Cauê.
As unidades hidrogeológicas regionais definidas por Sobreiro Neto et al. (2000), citado por
Vale (2002), no Distrito Ferrífero de Itabira são válidas para a Mina do Cauê e a Formação
Cauê (formação ferrífera).
O Grupo Nova Lima constitui predominantemente aquicludes (maciços rochosos alterados
menos permeáveis), e subordinadamente aquíferos descontínuos representados por metacherts
e quartzitos, e em zonas fraturadas nos maciços rochosos menos alterados. Neste domínio, as
unidades aquíferas descontínuas foram confinadas por barreiras hidráulicas, constituídas por
litotipos de baixa permeabilidade, e responderam pelas inúmeras surgências de água
detectadas nos taludes.
Durante a fase de operação da Cava da Mina do Cauê existia uma bateria de poços para
rebaixamento do nível de água com o objetivo de permitir a lavra em cava abaixo do nível de
água natural. No entanto, com a exaustão da Mina do Cauê, a operação das baterias de
rebaixamento existentes foi interrompida.
As interpretações dos níveis piezométricos na mina do Cauê levou Vale (2002) às seguintes
conclusões:
� O Grupo Itabira (Formação Cauê) e o Grupo Piracicaba, predominantemente quartzítico,
constituem uma única unidade hidrogeológica, respondendo conjuntamente ao
rebaixamento de nível de água provocado pelas baterias de poços. As rochas intrusivas
neste contexto resultam na compartimentação do aquífero, de modo que a distribuição das
baterias de poços buscou equalizar o rebaixamento nos diferentes compartimentos.
� Os níveis de água no domínio do Grupo Nova Lima não são afetados pelos poços de
rebaixamento na formação ferrífera.
Segundo o entendimento de Vale (2002), considerando as premissas do sistema de disposição
de rejeitos, foi prevista a ocorrência da recuperação lenta e gradual dos níveis de água no
aquífero Cauê com a formação de um lago, cuja profundidade é regulada pela operação de
captação de água na cava para abastecimento da usina.
34
CAPÍTULO 4 ________________________________________________________
4. CO�SOLIDAÇÃO DOS ESTUDOS EXISTE�TES DO SISTEMA DE
DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA �A CAVA DA MI�A DO CAUÊ
Esse capítulo apresenta uma consolidação de todos os estudos já realizados para o sistema de
disposição compartilhada na Cava da Mina do Cauê da empresa Vale, onde se lançou estéril
na Aba-Oeste e rejeito na Aba-Leste. De acordo com a equipe de Geotecnia/Itabira da
Gerência de Geotecnia e Hidrogeotecnia da Vale, os estudos para disposição compartilhada de
estéril (Aba Oeste) e rejeitos (Aba Leste) na cava exaurida da Mina do Cauê iniciaram-se em
2000 e foram desenvolvidos por Geoconsultoria e ECAD, onde considerava a altura final da
pilha de estéril (175 m) posicionada na cota de elevação 945 m e a altura final da camada de
rejeito (160 m) posicionado na cota de elevação 870 m.
SPEC (2004) realizou o projeto executivo ampliando a Pilha de Disposição de Estéril (PDE) –
Aba Oeste da cota de elevação 825 m (que já estava licenciada junto à FEAM – Fundação
Estadual do Meio Ambiente) à cota de elevação 945 m, mantendo a altura final da pilha de
estéril com 175 m e aumentando a altura final da camada de rejeito para 170 m.
RDIZ (2008) realizou estudos de estabilidade que tiveram como objetivo subsidiar o projeto
de alteamento da PDE - Aba Oeste para a cota de elevação 1100 m, aumentando a altura final
da pilha de estéril para 330 m e mantendo a altura final da camada de rejeito em 170 m.
No decorrer deste capítulo será apresentada uma consolidação dos três estudos já realizados,
lembrando que estes estudos serviram de base para o desenvolvimento dessa dissertação.
4.1 GERAÇÃO DE REJEITOS E ESTÉREIS ORIU�DOS DA LAVRA
O Complexo do Cauê, localizado no município de Itabira – MG, compreende a lavra da Mina
do Cauê e de outras como as Minas do Meio, contíguas à primeira, e as instalações de
beneficiamento do minério de ferro em uma usina de concentração localizada na Mina do
Cauê. Da usina resultam dois fluxos: um concentrado de minério de ferro (produto), que é
35
carregado em vagões e exportado, e os rejeitos e as lamas que são descartados na forma de
polpa (sólidos + água) com um teor de sólidos de 50 a 55%.
Os rejeitos são gerados nas operações de separação magnética (separadores Jones), flotação e
jigagem, além das lamas da ciclonagem. Estas lamas classificam-se granulometricamente
como siltes e os rejeitos como areia fina, pouca siltosa.
Pelo planejamento da empresa, a cava exaurida da Mina do Cauê é destinada a disposição
compartilhada de estéril oriundo do processo de lavra das Minas do Meio e rejeitos da Usina
de Concentração do Cauê, além de captação de água a ser reutilizada nos processos industriais
(SPEC, 2004).
Segundo dados disponíveis por SPEC (2004) os estudos anteriores apontaram que o volume
total da cava até a cota 895 m era da ordem de 124 milhões de m3, sendo nesta ocasião
prevista a disposição conjunta de 59 milhões de m3 de rejeitos e 65 milhões de m3 de estéril.
Pela análise preliminar da geometria da mina, como já apresentado na Figura 3.3, e sua
relação com a usina do Cauê e com as Minas do Meio, a melhor opção foi depositar o estéril
no lado oeste, no sentido do nariz do sinclinal, e os rejeitos na porção leste, onde a base da
mina atingiu cotas mais baixas (Geoconsultoria, 2002). A disposição de estéril foi
concomitante à disposição de rejeitos, de forma que a pilha foi contrapilhada pelo rejeito
sedimentado gradualmente ao enchimento da cava.
Esta distribuição foi assumida considerando o fato de que é mais fácil depositar o estéril na
parte mais elevada da mina (Aba Oeste), reduzindo-se a distância de transporte, e a parte
baixa (Aba Leste) é mais favorável para acumulação de rejeitos e água e, também, mais
próxima da usina, tanto para receber os rejeitos como para bombear a água recirculada, apesar
da maior diferença de cota.
4.2 CARACTERIZAÇÃO DOS REJEITOS
Para a realização dos estudos de caracterização foram coletadas amostras de rejeitos visando
especialmente estudar as suas características de adensamento, mediante ensaios especiais de
laboratório e posterior aplicação dos parâmetros em modelo numérico para simulação do
enchimento da cava. Com esta finalidade, foram coletadas três amostras junto às instalações
de ciclonagem no reservatório da Barragem do Pontal, sendo elas: amostra de rejeitos totais
36
(denominada no relatório de ensaios Sump.CB3); underflow e overflow (Geoconsultoria,
2002).
Vale ressaltar que o hidrociclone, no caso específico dos rejeitos de minério de ferro, não
consegue separar com eficiência o material granulometricamente, uma vez que existem
partículas de ferro de menor diâmetro com massa equivalente a partículas de solo de diâmetro
consideravelmente maior. Entretanto, mesmo apresentando esta deficiência para realizar a
separação, o hidrociclone foi utilizado para separar as amostras coletadas.
Tanto as amostras de rejeitos totais, como também o overflow da ciclonagem, englobam a
lama. A coleta dessas amostras considerou as possibilidades de disposição dos rejeitos totais
misturados, como também a sua eventual ciclonagem e disposição separadamente do
underflow e overflow. Considerou-se, por outro lado, que a eventual ciclonagem para
disposição na cava não diferiria substancialmente da ciclonagem na Barragem do Pontal, daí a
representatividade das amostras coletadas na barragem.
As amostras coletadas foram enviadas ao Laboratório de Geotecnia da Universidade Federal
de Viçosa (UFV), onde foram submetidas a ensaios de granulometria, densidade dos grãos e
índice de vazios máximo e mínimo, segundo as prescrições da ABNT, para determinação das
suas características gerais. A seguir são apresentados, de forma resumida, os resultados dos
ensaios de caracterização (Figura 4.1 e Tabela 4.1).
0102030405060708090
100
0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10
Diâmetro dos grãos (mm)
Percentagem que passa (%)
Undeflow Sump. CB3 Overflow
Figura 4.1 - Curvas granulométricas das amostras ensaiadas (Geoconsultoria, 2002)
37
De acordo com as curvas granulométricas apresentadas acima, as percentagens de material
que passa na peneira de 0,075 mm são: 30% para amostras coletadas no underflow, 47% para
amostras do Sump. CB3, e 80% para as amostras relativas ao overflow.
Tabela 4.1 – Peso específico dos sólidos e índices de vazios (Geoconsultoria, 2002)
Material Peso específico dos
sólidos (k�/m3) Índice de Vazios Mínimo Índice de Vazios Máximo
Sump. CB3 32,52 0,50 1,04
Underflow 32,54 0,63 1,04
Overflow 33,48 0,91 1,70
Para a determinação das características de compressibilidade e permeabilidade foram
realizados ensaios edométricos do tipo CRD (Constant Rate of Deformation) para os materiais
mais grosseiros (rejeitos totais e underflow) e HCT (Hydraulic Consolidation Test) para o
material fino (overflow). Face à dificuldade de obtenção correta dos parâmetros de
permeabilidade a partir dos ensaios edométricos, as amostras de rejeitos foram submetidas a
ensaios com bomba de fluxo para essa determinação. Os ensaios foram realizados no
LG/UFV (Laboratório de Geotecnia/Universidade Federal de Viçosa) e por serem ensaios
não-convencionais os mesmos não possuem normas padronizadas. Detalhes dos equipamentos
utilizados nos ensaios edométricos podem ser vistos na Figura 4.2 e Figura 4.3.
Figura 4.2 – Equipamento utilizado no ensaio CRD (Geoconsultoria, 2002)
38
Figura 4.3 – Equipamento utilizado no ensaio HCT (Geoconsultoria, 2002)
Estes ensaios buscaram primordialmente definir as relações tensão efetiva x índice de vazios e
coeficiente de permeabilidade x índice de vazios, as quais serviram de base para a simulação
do adensamento dos rejeitos na cava.
Os gráficos resultantes são resumidos na Figura 4.4 e Figura 4.5, para as amostras ensaiadas
de underflow, overflow e rejeitos totais (Sump.CB3). A Figura 4.4 apresenta o valor de índice
de vazios máximo de 2,6 e na Tabela 4.1 o valor máximo do índice de vazios é 1,7. Esta
diferença pode estar associada ao método de obtenção de cada resultado, visto que na Figura
4.4 há uma extrapolação dos dados para tensões efetivas muito baixas.
Na Figura 4.5 há uma grande variação do coeficiente de permeabilidade, chegando a variar
três ordens de grandeza. Esta variação pode estar associada à sensibilidade do material e ao
método de ensaio (CRD e bomba de fluxo), indicando que para um mesmo índice de vazios o
material pode se comportar diferentemente em termos de fluxo.
Os ensaios edométricos tipo CRD e HCT forneceram, a partir de valores discretos obtidos
durante os ensaios e, posteriormente, ajustados por uma função, a relação de permeabilidade
válida para um amplo espectro de índices de vazios.
39
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000
Tensão efetiva (kPa)
Índice de vazios
CRD-Underflow CRD-Sump. CB3 HCT-Overflow
Figura 4.4 – Curvas de compressibilidade obtidas para os rejeitos ensaiados (Geoconsultoria,
2002)
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
1.0E-10 1.0E-09 1.0E-08 1.0E-07 1.0E-06 1.0E-05 1.0E-04
Permeabilidade (m/s)
Indice de Vazios
Sump3 (CRD e Bomba de Fluxo) Underflow (CRD e Bomba de Fluxo) Overflow (HCT)
Figura 4.5 – Curvas de permeabilidade obtidas para os rejeitos ensaiados (Geoconsultoria,
2002)
Considerando os ensaios HCT para o overflow e os dois pontos obtidos nos ensaios de bomba
de fluxo para o underflow e rejeitos totais, o resultado foi o gráfico da Figura 4.6.
40
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
1,E-10 1,E-09 1,E-08 1,E-07 1,E-06 1,E-05 1,E-04 1,E-03
Permeabilidade (m/s)
Índice de vazios
HCT-Overflow HCT-Sump. CB3 Bomba de Fluxo
HCT-Underflow Bomba de fluxo Bomba de fluxo
Figura 4.6 – Curvas de Permeabilidade obtidas com os ensaios HCT e de bomba de fluxo
(Geoconsultoria, 2002)
A análise do ensaio HCT com bomba de fluxo foi feita através de um algoritmo de estimativa
baseado no método de Gauss-Newton acoplado à técnica de busca linear. O principal objetivo
desse algoritmo é a minimização da soma dos quadrados das diferenças normalizadas entre os
dados experimentais e as previsões calculadas desses dados (Botelho, 2001).
Este algoritmo de estimativa foi proposto para determinar as relações constitutivas índice de
vazios x tensão efetiva e índice de vazios x permeabilidade através da obtenção dos
parâmetros constitutivos das funções de compressibilidade e de permeabilidade que modelam
essas relações.
Com base no gráfico da Figura 4.6, as curvas foram modeladas pela Equação 4.1:
k = C eD (Eq. 4.1)
onde: k = coeficiente de permeabilidade, em m/s
C, D = constantes
e = índice de vazios
O algoritmo é baseado em um esquema iterativo de cálculo. A eficiência da simulação
numérica do ensaio e a exigência de que somente dois parâmetros independentes precisem ser
determinados, são fatores que evitam que a análise da estimativa dos parâmetros possa
41
convergir para parâmetros constitutivos otimizados sem precisão. Uma análise completa de
qualquer conjunto de dados experimentais com o programa, usualmente, necessita de 3 a 20
iterações e pode ser realizado em poucos segundos em qualquer computador. Esta solução
numérica é muito precisa e sempre estável, independentemente do grau de não linearidade das
relações constitutivas de adensamento (Botelho, 2001).
Com base nos gráficos e nos resultados dos ensaios de permeabilidade, foram obtidos os
seguintes valores para as constantes C e D (Tabela 4.2), que substituídas na fórmula
permitiram avaliar o coeficiente de permeabilidade para um dado índice de vazios.
Tabela 4.2 – Valores C e D (Geoconsultoria, 2002)
Material C D
Sump. CB3 4,210 x 10-8 2,5892
Underflow 2,933 x 10-6 3,3324
Overflow 6,474 x 10-5 6,4259
Já o estudo de adensamento dos rejeitos na Cava da Mina do Cauê teve o objetivo de verificar
a capacidade do reservatório como também a recuperação de água. Para tanto foi utilizado o
Programa de Adensamento com Deformações Finitas (ADF), desenvolvido inicialmente por
Sado & Azevedo em 1990, citado por Geoconsultoria (2002), que considera o adensamento
unidimensional (vertical) dos rejeitos, com base na teoria das deformações finitas, a partir das
propriedades de compressibilidade, permeabilidade e das curvas cota x volume e cota x área
do reservatório. Para maior segurança, considerou-se que os rejeitos só adensassem pela face
superior, o que aumenta o tempo necessário ao adensamento. A curva cota x área foi ajustada
com uma função polinomial, como apresentado na Figura 4.7.
Figura 4.7 – Curva Área x Altura (Modificado - Geoconsultoria, 2002)
42
Com esta curva e a vazão de rejeitos foi simulado o enchimento da cava, resultando no gráfico
da Figura 4.8, que mostra as curvas de rejeitos e de água liberada em função do tempo.
A variação do índice de vazios com a profundidade, ao final da disposição dos rejeitos na
cava, considerando os resultados obtidos nos ensaios, é mostrada na Figura 4.9. Pode-se
observar que a variação do índice de vazios não é significativa para cerca de 170 m de
espessura de rejeitos, ou seja, o material é pouco compressível e, então, a parcela de água que
será expulsa pelo adensamento é pequena em comparação com a vazão de água liberada no
processo de sedimentação (Geoconsultoria, 2002).
0
50
100
150
200
250
0 5 10 15
Tempo (anos)
Altura (m)
Agua
Rejeito
Figura 4.8 – Variação da espessura do rejeito com o tempo (Geoconsultoria, 2002)
0
50
100
150
200
0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20
Indice de Vazios
Cota (m)
Figura 4.9 – Variação do índice de vazios com a profundidade ao final de treze anos de
enchimento (Geoconsultoria, 2002)
43
A Figura 4.10 e Figura 4.11 apresentam, respectivamente, a variação da tensão efetiva e da
poropressão com a profundidade. Nesta última figura, percebe-se que ao final dos treze anos
ainda existe excesso de poropressões a ser dissipado, o que acarretaria numa diminuição da
espessura da camada.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 50 100 150 200 250
Tensao Efetiva (ton/m2)
Cota (m)
Figura 4.10 – Variação da tensão efetiva com a profundidade ao final de treze anos de
enchimento (Modificado - Geoconsultoria, 2002)
0
50
100
150
200
0 50 100 150 200 250
Poro-Pressao (ton/m2)
Cota (m)
U (Total)
U (Hidrostatico)
Figura 4.11 – Variação da poropressão com a profundidade ao final de treze anos de
enchimento (Modificado - Geoconsultoria, 2002)
Visando complementar a caracterização dos rejeitos lançados na cava da Mina do Cauê,
Geoestrutural (2002) realizou um estudo com o objetivo de avaliar a interação entre os
rejeitos gerados pela mineração e o meio hidrogeológico local, visando definir o seu impacto
Tensão Efetiva (kPa)
Cota (m
)
Poropressão (kPa)
Cota (m
)
44
nos solos, águas subterrâneas, águas superficiais e os riscos potenciais para o homem e o meio
ambiente.
O rejeito produzido na época do estudo e disposto na Barragem do Pontal era constituído por
uma mistura dos rejeitos produzidos nas plantas de tratamento de ouro (Au) e de ferro (Fe), e
os mesmos continham em sua composição resíduos dos reagentes, dos quais destacam-se:
aminas, amidos, cianeto, acetatos e éteres.
Nos processos de tratamento de ouro empregam-se produtos como: cianeto, soda e carvão. O
efluente líquido é adicionado ao rejeito da planta de tratamento de ferro, na proporção de
32m3/h do efluente para 1400m3/h do rejeito da planta da usina de concentração de ferro.
Já no processo de flotação do minério de ferro empregam-se como reagentes: soda, amina,
amido e poliacrilamida (floculante). A destinação final dos rejeitos foi a Barragem do Pontal,
cerca de 1700m3/h de polpa com cerca de 50 a 55% de sólidos.
Os minérios de ouro e ferro do Distrito Ferrífero de Itabira, além da sílica, continham os
seguintes metais: ouro, ferro, alumínio, magnésio, fósforo, titânio, cálcio e manganês.
A amostragem para ensaios constou da coleta de rejeitos do tratamento dos minérios em
vários pontos como definidos a seguir:
� Amostra R1, na saída da usina de beneficiamento do minério de Ouro;
� Amostra R2, na saída da usina de beneficiamento do minério de Ferro;
� Amostra R3 e R6, do rejeito, na Barragem do Pontal, a jusante dos diques;
� Amostra R4 e R5, do underflow e do overflow, a montante do ponto de lançamento.
As amostras de água superficial, representativas do extrato de saturação do rejeito, foram
coletadas a jusante dos diques e nos braços do reservatório, conforme descrito a seguir:
� Amostra A7, reservatório da Barragem do Pontal, braço 5;
� Amostra A8, reservatório da Barragem do Pontal, braço 6;
� Amostra A9, reservatório da Barragem do Pontal;
� Amostra A11, saída do reservatório da Barragem do Pontal, próximo à tulipa.
� Amostra A10, controle de qualidade, amostra duplicada da A9;
Infelizmente não se dispõe do mapa com a localização dos pontos de coleta, mas
Geoestrutural (2002) considerou as amostras representativas e apresenta na Tabela 4.3 os
45
resultados das análises químicas realizadas nos resíduos sólidos (massa bruta, solubilizado e
lixiviado) e conclui que:
� Em nenhuma das amostras foram identificadas aminas, éteres ou acetatos em
concentrações superiores ao limite de detecção do processo analítico empregado;
� A maioria das amostras apresentou composição padrão semelhante, não indicando
diferenciação induzida por processos secundários que possam ocorrer no decorrer do
tratamento ou disposição;
� Algumas anomalias detectadas foram pontuais e não apresentaram significados ambientais
relevantes. Elas relacionam-se ao alumínio (Al), sua concentração no solubilizado e
lixiviado foram maiores que na massa bruta e ao fósforo (P), cuja concentração foi
anômala no solubilizado da amostra R1;
� Ligeira tendência de nitrificação observada na massa bruta do rejeito não foi evidenciada
no solubilizado e lixiviado; e ligeira tendência de concentração de alguns dos elementos
analisados na massa bruta, dentre os quais: nitratos, cloretos, cianetos, fósforo, magnésio e
ferro;
� A tendência mais marcante de concentração na massa bruta foi de nitrato e ferro.
Geoestrutural (2002) apresenta na Tabela 4.4 os resultados das análises químicas realizadas
nos efluentes líquidos e conclui que:
� Em nenhuma das amostras foram detectadas: aminas, acetatos ou éteres;
� Observou-se ligeira tendência de concentração e de nitrificação dos elementos analisados
no sentido jusante do fluxo natural dos efluentes descartados;
� A Amostra A10, duplicada da A9, apresentou ligeira discordância para alguns elementos
analisados, particularmente: nitrato, cianeto, fósforo e manganês. Essas discordâncias não
possuem significado relevante para o resultado final, para o nível de diagnóstico do estudo
desenvolvido.
46
Tabela 4.3 – Análise química do rejeito (Geoestrutural, 2002)
Amostra Massa Bruta (mg/l) Solubilizado (mg/l) Lixiviado (mg/l)
R1 R2 R4 R5 R3 R6 R1 R2 R4 R5 R3 R6 R1 R2 R4 R5 R3 R6
Nitrato 2,72 0,84 0,02 1,07 4,32 3,08 0,0668 0,1370 0,1082 0,1293 0,1997 0,0650 0,2154 0,1785 0,0801 0,0890 0,1010 0,0600
Nitrito 0,75 0,46 0,78 0,49 0,44 0,88 0,1000 0,1100 0,0480 0,0500 0,0470 0,0540 0,1090 0,06500 0,0430 0,0520 0,0510 0,0400
Cloreto 30,10 29,40 19,10 31,90 36,90 45,80 4,0900 <1 1,0200 2,0400 2,0400 1,0200 1,0200 1,0200 1,0200 <1 <1 3,0700
Sulfato 26,06 9,38 11,11 22,47 37,18 42,20 ND 12,9400 2,7400 7,9400 4,4200 6,6100 10,3000 9,8400 9,4800 5,4600 10,6600 1,8600
Sílica 0,88 1,01 2,80 5,91 0,00 1,01 <0,1000 0,7000 1,6000 2,2000 1,4000 0,3000 0,8000 0,9000 1,1000 2,2000 1,0000 0,9000
Cianeto 0,02 0,02 0,04 0,04 0,06 0,18 <0,0010 <0,00 <0,00 <0,00 <0,0010 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,0
Sódio 9,54 5,78 7,73 6,91 11,12 5,77 0,0190 0,0330 0,0010 <0,00 0,0340 0,0240 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,0
Alumínio 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 3,2700 2,3000 1,5200 2,0200 4,7600 1,6500 2,0200 1,5200 1,4000 1,7700 2,3900 1,2700
Fósforo 0,02 0,02 0,04 0,05 0,06 0,06 0,4620 0,0120 0,0040 0,004 0,0190 0,0160 0,0030 0,0390 <0,00 <0,00 <0,00 0,00
Fosfato Total 0,05 0,05 0,12 0,15 0,18 0,18 1,4200 0,0350 0,0130 0,012 0,0580 0,0500 0,0090 0,1200 <0,00 <0,00 <0,00 0,00
Cálcio 109,30 141,20 110,70 137,70 143,87 127,78 5,1300 5,7200 4,9000 4,920 4,7100 4,4100 4,8800 4,6000 4,6600 5,9600 4,3500 4,0500
Magnésio 26,73 26,22 26,51 57,47 79,25 31,06 0,8400 0,7400 0,5900 0,6100 0,6200 0,6200 0,7200 0,6400 0,5600 0,7200 0,6900 0,5500
Ferro 95,93 112,60 371,70 276,20 469,36 871,10 1,8060 <0,00 <0,00 0,0210 0,2340 0,4110 0,0200 0,0420 0,0050 0,0150 0,0250 0,0100
Manganês 74,19 103,00 287,00 310,72 375,88 229,62 0,4020 0,0030 0,0020 0,0120 0,0510 0,0530 0,0510 0,0100 0,0240 0,0800 1,0580 0,0100
Cadmio 0,00 0,00 0,00 0,16 0,00 0,10 <0,0010 <0,00 <0,00 <0,00 <0,0010 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00 <0,00
Aminas ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND
Acetatos ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND
Éteres ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND
47
Tabela 4.4 – Análise química do efluente líquido (Geoestrutural, 2002)
Amostras 07 (mg/l) 08 (mg/l) 09 (mg/l) 11 (mg/l) 10 (mg/l)
Nitrato 0,3890 0,8230 0,6520 1,1770 0,3860
Nitrito 0,0680 0,0490 0,0510 0,0630 0,0450
Cloreto 1,5400 1,0300 3,0800 3,0800 3,0800
Sulfato 1,9300 4,2000 27,2900 25,2100 26,7300
Sílica 2,3000 2,7000 3,3000 2,9000 3,4000
Cianeto 0,0020 0,0010 0,0020 0,0010 0,0110
Sódio 8,2300 4,6500 28,6900 19,7600 21,0400
Fósforo 0,0149 0,1835 0,0069 0,0003 0,0325
Fosfato 0,0460 0,5640 0,0210 0,0010 0,1000
Cálcio 2,9800 2,9500 4,2000 4,2600 4,9500
Magnésio 0,8800 0,8900 0,9600 0,9800 1,1300
Ferro 0,0020 0,3340 0,0090 0,0810 0,0210
Manganês <0,001 0,0130 0,0090 0,0080 0,2600
Cadmio <0,001 <0,001 <0,001 <0,001 <0,001
Aminas ND ND ND ND ND
Acetatos ND ND ND ND ND
Éteres ND ND ND ND ND
Portanto, a avaliação final feita por Geoestrutural (2002), conclui que: a) os reagentes
utilizados nas plantas de tratamento de minérios de Au e Fe da Mina do Cauê, nenhum deles
mantém-se persistente no rejeito disposto ou no efluente líquido gerado; b) as aminas e as
amidas foram totalmente biodegradadas e não sendo identificado nenhum vestígio de sua
presença ou de algum subproduto de sua degradação no processo de tratamento do minério ou
na barragem onde foram dispostos seus rejeitos.
Apesar da disponibilidade de vários resultados de ensaios de caracterização do rejeito, os
ensaios de resistência ao cisalhamento e triaxiais não constam nos relatórios disponibilizados
pela empresa, tornando-se necessário a adoção de alguns parâmetros utilizados por SPEC
48
(2004), RDIZ (2008) e a complementação destes parâmetros com dados obtidos de Presotti
(2002).
4.3 CARACTERIZAÇÃO DO ESTÉRIL
Os estudos de caracterização do estéril foram realizados em várias pilhas de disposição de
estéril que compõem o Complexo Minerador de Itabira. Esta medida foi necessária devido à
grande variabilidade e heterogeneidade dos materiais que compõem o estéril. Portanto, os
resultados apresentados correspondem às pilhas de Ipoema, Bangalô, Convap, Borrachudo,
Mangueira, Dinamitagem, Correia, Canga, Maravilha e Cauê.
Segundo estudo realizado por SBC (2005) para investigação das pilhas de estéril que
compõem o Complexo Minerador de Itabira, foram executados 21 furos de sondagens
rotativas com recuperação de testemunhos. Estas sondagens atravessaram os depósitos de
estéril e penetraram até 15 m nas fundações, onde foram instalados piezômetros em
profundidade de aproximadamente 5 m abaixo da interface com o depósito. Outros 24 furos
de sondagens foram executados pelo método rotativo ao lado das sondagens amostradas, mas
sem recuperação de testemunhos, cujo objetivo foi permitir a instalação de medidores de nível
de água no intervalo perfurado na pilha. Além das sondagens rotativas, foram executados 25
poços nas pilhas, ao lado das perfurações testemunhadas com objetivo de coletar amostras
indeformadas dos materiais que ocorriam com frequência mais elevada ao longo das
sondagens.
Foram executados aproximadamente 40 ensaios de caracterização dos parâmetros de
resistência em laboratório para amostras indeformadas obtidas nos poços, tendo sido realizado
ensaios de compressão triaxial adensado isotropicamente não-drenado saturado, abrangendo
tanto as amostras dos estéreis dominantes, como dos materiais das fundações. Associados a
estes ensaios foram realizados ensaios de caracterização completa compreendendo
granulometria, limites de liquidez e plasticidade, compactação, umidade e densidade naturais
e peso específico dos sólidos, todos seguindo as normas da ABNT. Todos estes ensaios foram
realizados no Laboratório de Geotecnia da Universidade Federal de Viçosa (SBC, 2005).
SBC (2005) considerou que a descrição dos solos amostrados nas pilhas foi feita do ponto de
vista textural, tendo sido analisada a coloração e presença de fragmentos de rocha. Embora
tenham sido realizadas de maneira criteriosa, estas análises permitiram avaliar apenas a
49
provável origem a partir das unidades litológicas principais reconhecidas no sítio do
Complexo Minerador de Itabira. Dessa forma, as descrições das unidades litológicas foram
aceitas com reservas.
Outro aspecto relativo às classificações que merece registro refere-se à dificuldade de
reconhecer com precisão a interface pilha-fundação. Portanto, os estudos englobaram as
pilhas de estéril e as fundações de cada depósito, porém, neste capítulo só serão apresentados
os resultados das pilhas de estéril, ficando os resultados das fundações constantes em SBC
(2005).
4.3.1 CLASSIFICAÇÃO DE AMOSTRAS DE SO�DAGEM ROTATIVA
E DE POÇO DE I�SPEÇÃO
Os critérios de classificação dos materiais das pilhas e fundações foram baseados na Tabela
4.5 e Tabela 4.6 criadas por IAEG/ISRM que consideram os aspectos de alteração e
resistência. Estas tabelas foram utilizadas no trabalho realizado por SBC (2005) e são
apresentadas a seguir:
� Alteração
O material foi classificado em seis tipos (W1 a W6), quanto ao seu grau de intemperismo,
conforme parâmetros da Tabela 4.5.
Tabela 4.5 – Grau de Alteração dos Materiais (Modificado – SBC, 2005)
Grau Termo Identificação de Campo
W1 Rocha Sã Alteração mineralógica nula a incipiente. Minerais preservam características originais de brilho, cor e clivagem. Eventual descoloração leve nas principais descontinuidades.
W2 Rocha Pouco Alterada Alteração mineralógica perceptível. Cores esmaecidas. Perda de brilho dos minerais. Leve descoloração nas principais descontinuidades.
W3 Rocha Medianamente Alterada A matriz apresenta-se descolorida com evidências de oxidação, caulinização, etc. Pode ocorrer material mais alterado e/ou solo ao longo das descontinuidades.
W4 Rocha Alterada Descoloração generalizada, mas ainda com características de rocha.
W5 Rocha Extremamente Alterada /
Saprolito
Alteração mineralógica muito acentuada. Cores bastante modificadas. Possível presença de núcleos rochosos menos alterados.
W6 Solo Residual/ Coluvionar Todo o material está alterado para solo. Estrutura original da rocha está preservada.
50
Considerando a Tabela 4.5, o material analisado apresenta características intermediárias
quando a classificação for indicada com os dois graus de alteração limites. Por exemplo, um
material descrito como W2/W3 é um material com características entre o grau W2 e W3,
podendo ser uma rocha pouco a medianamente alterada.
� Resistência
Os materiais das pilhas e fundações foram classificados em sete tipos (R0 a R6), quanto ao
seu grau de intemperismo, conforme parâmetros da Tabela 4.6.
Tabela 4.6 – Resistência da rocha (SBC, 2005)
Descrição
Resistência à Compressão Simples (MPa)
Is (Índice de Carregamento
Pontual) (MPa)
Avaliação de Campo da Resistência
(R6) Rocha Extremamente Resistente
> 250 > 10 Amostras podem ser apenas lascadas com vários golpes de martelo.
(R5) Rocha Muito Resistente
100 – 250 4 – 10 Amostras requerem muitos golpes de martelo para fraturarem-se.
(R4) Rocha Resistente 50 - 100 2 – 4 Amostras de mão fraturadas por um único golpe de martelo.
(R3) Rocha Medianamente
Resistente 25 – 50 1 – 2
Golpe firme com martelo de geólogo produz um sulco na rocha de 5 mm; canivete apenas raspa a superfície.
(R2) Rocha Branda
5 – 25 ** Canivete corta a amostra, mas não molda em superfícies cilíndricas.
(R1) Rocha Muito Branda
1 – 5 ** Esmigalha-se sob impacto da ponta do martelo de geólogo; pode ser raspada com canivete.
(R0) Rocha Extremamente Branda
0,25 – 1 ** Marcada pela unha.
Como no caso da alteração, considerando a Tabela 4.6, o material analisado tem
características intermediárias quando a classificação for indicada com os dois graus limites.
Por exemplo, um material descrito como R0/R1 é um material com características entre o
grau R0 e R1, podendo ser uma rocha muito a extremamente branda.
A Tabela 4.7 e Tabela 4.8 apresentam um exemplo da classificação e das descrições feitas
para as PDEs. As classificações e descrições das demais PDEs constam em SBC (2005).
51
Tabela 4.7 – Propriedades Geomecânicas da PDE Bangalô – Furo SR-03 (SBC, 2005)
Inicial Final0,00 4,60 4,60 Quartzito 6 04,60 8,50 3,90 Xisto 6 08,50 19,05 10,55 Quartzito 6 019,05 28,45 9,40 Xisto 6 028,45 50,05 21,60 Xisto 5 150,05 59,00 8,95 Xisto 5 159,00 70,14 11,14 Xisto 5 170,14 72,84 2,70 Solo 6 072,84 103,74 30,90 Xisto 4 2103,74 111,84 8,10 Filito 5 1111,84 112,00 0,16 Quartzito Fragmentado 3 3112,00 117,88 5,88 Xisto Nova Lima 5 1117,88 120,02 2,14 Sericita-Xisto 2 4
Resistência R
Observações
φ testemunho: HW Leste: 683.702,341Profundidade (m)
Comprimento (m) LitologiaAlteração
W
REGISTRO DE PROPRIEDADES GEOMECÂNICAS
Furo: SR-03 Norte: 7.829.611,422Cliente/projeto: CVRD Projeto: Pilhas de Estéril de Itabira
Tabela 4.8 – Descrição do material representativo da PDE Bangalô (SBC, 2005)
Poço: PI-06 Profundidade Final (m) 4,75
Amostra: BAN-P01
Pilha: Bangalô Material Representativo da Pilha % Litotipo
Formação Ferrífera (Bloco)
Coordenadas: E: 683.324,190 �: 7.830.256,230 Cota: 947,19
OBS.: Bloco 27
Intervalo Descrição
Litotipo característico De (m) Até (m) Comp. (m)
0,00 0,20 0,20 Aterro de formação ferrífera friável (W3/R1) cinza
azulado fragmentos CM de IC/HC (W3/R3) Formação Ferrífera
0,20 1,90 1,70 Aterro de xisto silte argiloso rosado (W5/R1).
Presença de grânulos de quartzo (W2/R4) e xisto (W5/R3)
Xisto
1,90 3,55 1,65 Aterro de composição silto-argilosa (W5/R1) de
coloração marrom acinzentado. Presença de seixos e grânulos de xisto (W5/R3)
Xisto
3,55 4,75 1,20
Aterro de formação ferrífera friável (W3/R0/R1) cinza azulado. Presença de fragmentos em DC IC/HC (W2/R3/R4). Presença de manganês ao
longo do intervalo
Formação Ferrífera
4.3.2 E�SAIOS DE PERMEABILIDADE �AS PILHAS
Para monitoramento das condições de fluxo de água através das pilhas e fundações foram
implantados piezômetros e medidores de nível de água próximos de cada seção crítica de
análise, que é a interface da pilha com a fundação. O ensaio de permeabilidade adotado para
52
determinação da condutividade hidráulica saturada em campo foi o de carga constante e todos
os procedimentos, tanto de instalação dos piezômetros e medidores de nível de água quanto
de realização do ensaio de permeabilidade, serão apresentados a seguir.
4.3.2.1 I�STRUME�TAÇÃO – PIEZÔMETROS E MEDIDORES DE �ÍVEL DE ÁGUA
De acordo com SBC (2005), toda instrumentação implantada nas pilhas obedeceram aos
critérios propostos pela empresa e são sucintamente apresentados a seguir. Para a realização
dos ensaios de permeabilidade nos instrumentos instalados, tanto nos piezômetros (PZ) como
nos medidores de níveis de água (MNA) foram utilizadas as diretrizes preconizadas pela
ABGE (1996).
Estes instrumentos de uma forma geral foram instalados aos pares e seguiram, em princípio, o
modelo representado na Figura 4.12.
H
H/4
Sondagem Rotativa Diâmetro H NÃO TESTEMUNHADA com Medidor deNível de Água Tipo Tubo Aberto Instalado na PDE (ver Detalhe Típico 2).
FUNDAÇÃO
PDE
Sondagem Rotativa Diâmetro H TESTEMUNHADA com Piezômetro TipoCasagrande Instalado na Fundação (ver Detalhe Típico 1)
Figura 4.12 – Seção típica com instalação de piezômetros e medidores de nível de água (SBC,
2005)
Os piezômetros foram instalados em furos de sondagens rotativas, sondagens com
testemunhos (SR) e implantados na fundação da pilha. Vale ressaltar que os testemunhos
serviram para detectar o contato da pilha com o solo de fundação. A partir desse nível foi
obedecida a configuração apresentada na Figura 4.13.
53
10 m
Fundação
Areia (Trecho Drenante)
Célula Drenante (6 m)
Reaterro com Solo
Tubo de PVC LisoPDE
Selo de Cimento (5 m)
Selo de Cimento (5 m)
Figura 4.13 - Detalhe Típico1 para instalação dos piezômetros (SBC, 2005)
Para implantação dos medidores de nível de água, utilizaram-se os furos de sondagens
rotativas não testemunhadas (SRi) e seguiram as mesmas determinações apresentadas na
Figura 4.14.
Coluna Drenantre
Areia
PDE
do Medidor de
Nível d'Água
10 m
Fundação
tubos lisos e
constituído por deverá ser
células drenantes
intercaladas.
Selo de Cimento (5 m)
Tubo de PVC Liso
Célula Drenante (3 m)
Tubo de PVC Liso (6 m)
Tubo de PVC Liso (6 m)
Célula Drenante (3 m)
Célula Drenante (3 m)
Figura 4.14 - Detalhe Típico 2 para instalação de medidores de nível de água (SBC, 2005)
A partir das leituras realizadas nos piezômetros e medidores de nível de água, realizadas no
período de outubro/2003 a dezembro/2004, foram elaborados gráficos Cota do NA x Tempo.
Um exemplo destes gráficos é apresentado na Figura 4.15. Os demais gráficos podem ser
consultados em SBC (2005).
54
Cota do Nível de Água na PDE Correia
935.000
940.000
945.000
950.000
955.000
960.000
965.000
970.000
975.000
980.000
23/10/03
23/11/03
23/12/03
23/01/04
23/02/04
23/03/04
23/04/04
23/05/04
23/06/04
23/07/04
23/08/04
23/09/04
23/10/04
23/11/04
23/12/04
Cota (m) PZ-SBC-18
MNA-SBC-18
PZCO-1
PZCO-3
Figura 4.15 - Condições do nível de água da PDE Correia (SBC, 2005)
4.3.2.2 E�SAIOS DE PERMEABILIDADE �O CAMPO
A condutividade hidráulica saturada em campo foi medida por meio do ensaio de carga
constante. Neste procedimento a coluna de água é mantida num nível constante na tubulação
do instrumento, medindo-se o volume adicionado através de uma proveta, em caso de baixa
absorção, ou de um hidrômetro, quando a absorção é elevada. Neste caso, foi utilizado um
tambor conectado à boca da tubulação e o nível constante do ensaio foi controlado nesse
recipiente através de uma régua graduada (SBC, 2005).
A Figura 4.16 mostra a distribuição dos coeficientes de permeabilidade nas pilhas, onde se
observa o agrupamento dos valores de k aproximadamente em torno de um eixo definido em
nível pouco inferior a 10-7 m/s.
Com base nas seções instrumentadas com MNA e PZ, nas diversas pilhas, verificou-se que,
de uma forma geral, o nível de água nas fundações tende a ascender na pilha e situar-se
abaixo do nível de água nas pilhas. Como padrão geral, de dezoito locais com o par de
instrumentos instalados na pilha e na fundação, em quatorze casos a diferença entre esses
níveis foi inferior a 20 m, sendo que em oito deles, a diferença foi inferior a 10 m. Ou seja, na
55
grande maioria dos casos o NA do piezômetro na fundação elevou-se dentro da pilha. As
diferenças desses níveis são mostradas na Tabela 4.9 e o valor positivo indica que o nível no
MNA é mais alto que no PZ (SBC, 2005).
MNA x Permeabilidade
1,00E-07
1,00E-06
1,00E-05
1,00E-04
1,00E-03
SRIPDE-01
SRIPDE-02
SRIPDE-03
SRIPDE-04
SRIPDE-05
SRIPDE-06
SRIPDE-07
SRIPDE-08
SRIPDE-09
SRIPDE-10
SRIPDE-11
SRIPDE-12
SRIPDE-14
SRIPDE-15
SRIPDE-16
SRIPDE-17
SRIPDE-18
SRIPDE-19
SRIPDE-21
SRIPDE-22
SRIPDE-24
SRIPDE-25
MNA
Perm
eabilidade (cm
/s)
Figura 4.16 – Distribuição dos coeficientes de permeabilidade nas pilhas – MNA (SBC, 2005)
Tabela 4.9 – Nível de água nas pilhas e diferença entre os níveis de água nos MNAs (pilha) e
nos PZs (fundação) – (SBC, 2005)
Pilha Sondagem Profundidade do �A na pilha
(m)
Altura do �A na pilha em relação ao substrato (m)
Diferença dos �íveis de Água
(m)
IPOEMA
SRi-01 50,2 37 16,1
SRi-02 37,5 25 6,5
SRi-08 38,5 26 Só MNA
BANGALÔ SRi-03 20,8 91 44,7
SRi-04 34,5 47 -14,7
CONVAP
SRi-05 19,0 45 15,5
SRi-06 23,0 46 8,3
SRi-09 25,8 34 9,9
BORRACHUDO INFERIOR
SRi-07 16,3 29 -4,3
BORRACHUDO SUPERIOR
SRi-11 20,5 52 14,1
SRi-12 27,8 44 19,3
Permeabilidade (m
/s)
1,00E-05
1,00E-06
1,00E-07
1,00E-08
1,00E-09
56
Tabela 4.9 – Nível de água nas pilhas e diferença entre os níveis de água nos MNAs (pilha) e
nos PZs (fundação) – (SBC, 2005) (Continuação)
Pilha Sondagem Profundidade do �A na pilha
(m)
Altura do �A na pilha em relação ao substrato (m)
Diferença dos �íveis de Água
(m)
MANGUEIRA SRi-14 36,3 16 13,8
SRi-15 30,2 15 11,3
DINAMITAGEM SRi-16 28,4 9 2,4
SRi-17 36,3 4 9,9
CORREIA SRi-18 37,1 30 7,5
SRi-24 Seco Seco -
CANGA INFERIOR
SRi-19 23,3 9 9,6
CANGA SUPERIOR
SRi-21 72,1 10 8,09
MARAVILHA SRi-22 Seco - -
4.3.3 E�SAIOS EM LABORATÓRIO
Para análise do comportamento dos estéreis que compõem as pilhas do Complexo Minerador
de Itabira, foram realizados ensaios de caracterização e resistência em amostras obtidas a
partir da extração de blocos indeformados de 0,30 m de arestas, numa faixa de profundidade
predominante de 3 a 5 m nos depósitos de estéril, com representatividade estabelecida a partir
das unidades litológicas dominantes nas áreas identificadas no mapeamento geológico-
geotécnico (SBC, 2005).
Cabe ressaltar que os estéreis depositados nas plataformas de lançamento sofreram diferentes
graus de contaminação, pois pequenas pilhas de solos de diferentes origens são lançadas lado
a lado e posteriormente espalhadas. O critério para amostragem dos solos nas pilhas foi
aleatório, prevalecendo a escolha pela dominância do material atravessado na sondagem mais
próxima e cuja profundidade não fosse excessiva, evitando assim poços profundos. Desta
forma, os solos com fração fina (silte e argila) dominante foram os que apresentaram
frequência mais elevada nas sondagens realizadas nos depósitos de estéril e foram
genericamente designados como “xistos” pela tonalidade avermelhada, embora alguns deles
tenham apresentado provável contaminação com parcela considerável de pedregulhos, o que
normalmente não ocorre nos solos dos Xistos Nova Lima.
57
A Tabela 4.10 apresenta um quantitativo dos blocos extraídos para as pilhas que compõem o
Complexo Minerador de Itabira. Apresenta-se também as coordenadas dos pontos de
amostragem, profundidade de extração dos blocos e a litologia predominante. Ao todo foram
amostrados 24 blocos, sendo treze deles extraídos nas proximidades das pilhas para
caracterizar sua fundação e onze extraídos do corpo das pilhas de estéril.
Todo o programa experimental desenvolvido para o Complexo Minerador de Itabira foi
realizado no Laboratório de Geotecnia da Universidade Federal de Viçosa (UFV).
Para realização dos ensaios no laboratório seguiu-se um programa experimental dividido em
três partes:
(i) Caracterização, com a realização dos seguintes ensaios:
� Granulometria conjunta: ensaio realizado de acordo com os procedimentos da NBR 7181
(ABNT, 1984d).
� Limites de Atterberg: ensaio realizado de acordo com os procedimentos da NBR 6459
(ABNT, 1984a) e NBR 7180 (ABNT, 1984c).
� Massa específica dos sólidos: ensaio realizado de acordo com os procedimentos da NBR
6508 (ABNT, 1984b).
� Massa específica natural: ensaio realizado de acordo com os procedimentos da NBR 10838
(ABNT, 1988).
(ii) Compactação: ensaio realizado de acordo com os procedimentos da NBR 7182 (ABNT,
1986).
(iii) Ensaios triaxiais isotropicamente adensados não drenados na fase de cisalhamento, com
medidas de poropressões e elaboração de envoltórias de resistência totais e efetivas, todos
realizados de acordo com os procedimentos apresentados por HEAD (1998).
Na Tabela 4.11 apresenta-se o quantitativo dos ensaios realizados para cada PDE e os
resultados completos podem ser consultados em SBC (2005).
A Tabela 4.12 apresenta os resultados dos ensaios realizados para as pilhas das PDEs do
Complexo Minerador de Itabira. Nesta tabela são apresentados os ensaios de caracterização
bem como os parâmetros de resistência de Mohr-Coulomb obtidos nos ensaios triaxiais. Os
parâmetros de resistência apresentados correspondem aos parâmetros efetivos. Os resultados
dos ensaios de compactação estão apresentados na Tabela 4.13.
58
Tabela 4.10 – Quantitativo de blocos por PDE (SBC, 2005)
Bloco PDE Data de coleta
�omenclatura das amostras ensaiadas
Quantidade Profundidade Coordenadas
Litologia dominante E � Cota
BL18
CONVAP
01/10/04 CON-F01
3
1,70 687.104,97 7.833.917,77 823,27 Gnaisse
BL15 27/09/04 CON-P01 3,30 687.678,29 7.833.786,35 807,73 Xistos/quartzito/formação
ferrífera BL19 07/10/04 CON-F02 1,45 688.289,04 7.832.368,25 799,52 Colúvio BL20
IPOEMA 05/10/04 IPO-F01
2 2,50 682.612,42 7.830.079,31 964,16 Gnaisse
BL25 18/10/04 IPO-P01 3,10 682.915,54 7.830.153,91 926,18 Gnaisse/xisto BL27 BANGALÔ 19/1104 BAN-P01 1 4,75 683.324,19 7.830.256,23 947,19 Formação ferrífera BL09
BORRACHUDO
25/08/04 BOR-P01
5
3,30 681.684,51 7.829.267,39 1.017,22 Xisto/formação ferrífera BL10 28/08/04 BOR-P02 3,75 681.837,61 7.828.659,10 1.071,51 Xisto/formação ferrífera BL16 28/09/04 BOR-F01 2,00 681.619,20 7.828.349,32 1.103,18 Gnaisse BL17 28/09/04 BOR-F02 1,50 681.614,37 7.828.360,44 1.103,34 Básica BL28 06/12/04 BOR-F03 - 681.454,25 7.829.310,54 982,83 Gnaisse BL03
MANGUEIRA 12/07/04 MAN-P01
3 3,00 681.396,11 7.827.911,94 1.059,88 Xisto
BL04 19/07/04 MAN-F01 1,25 681.371,57 7.828.160,60 996,34 Colúvio BL13 04/09/04 MAN-F02 3,50 681.365,98 7.828.216,89 978,52 Xisto amarelo
BL02 DINAMITAGEM 02/07/04 DIN-P01 1 1,70 681.696,67 7.826.682,41 1.012,71 Xisto/quartizo/formação
ferrífera BL01
CORREIA 17/06/04 COR-P01
3 2,70 682.315,04 7.826.899,38 1.021,26 Xisto/formação ferrífera
BL22 02/10/04 COR-F01 1,70 682.520,53 7.826.470,44 942,47 Colúvio BL24 12/10/04 COR-F02 1,20 682.711,80 7.827.192,05 956,36 Básica (solo residual) BL11
CANGA 31/08/04 CAN-P01
3 2,80 681.686,61 7.823.111,60 797,39 Xisto
BL14 21/09/04 CAN-P02 1,00 681.730,51 7.823.156,34 798,11 Xisto BL23 08/10/04 CAN-F01 1,20 681.833,81 7.823.018,29 770,41 XNL BL26
MARAVILHA 16/11/04 MAR-P01
3 4,60 679.808,10 7.825.770,22 1.104,68 xisto
BL21 06/10/04 MAR-F01 0,50 678.774,91 7.825.790,25 885,35 XNL - Mosqueado BL12 02/09/04 MAR-F02 1,50 679.639,69 7.825.476,18 1.048,21 Colúvio
59
Tabela 4.11 – Quantitativo dos ensaios realizados por PDE (SBC, 2005)
PDE Granulometria e Sedimentação
Limites de Atterberg
γγγγnat γγγγs Ensaio de
compactação Ensaio
Triaxial*
BANGALÔ Pilha 1 1 1 1 1 1
Fundação - - - - - -
BORRACHUDO Pilha 2 2 2 2 2 2
Fundação 3 3 3 3 3 3
CANGA Pilha 2 2 2 2 2 2
Fundação 1 1 1 1 1 1
CONVAP Pilha 1 1 1 1 1 1
Fundação 2 2 2 2 2 2
CORREIA Pilha 1 1 1 1 1 1
Fundação 2 2 2 2 2 2
DINAMITAGEM Pilha 1 1 1 1 1 1
Fundação - - - - - -
IPOEMA Pilha 1 1 1 1 1 1
Fundação 1 1 1 1 1 1
MANGUEIRA Pilha 1 1 1 1 1 1
Fundação 2 2 2 2 2 2
MARAVILHA Pilha 1 1 1 1 1 1
Fundação 2 2 2 2 2 2
* Indica o número de envoltórias ensaiadas. Cada envoltória é composta por três corpos de
prova submetidos às tensões de 200, 400 e 800 kPa. O procedimento utilizado foi de
saturação por percolação, seguida por contrapressão, com controle do parâmetro B (saturação
até B = 0,98).
60
Tabela 4.12 – Resultado dos ensaios – Pilhas de estéril (SBC, 2005)
PDE Litologia
predominante Argila (%)
Silte e argila
(%)
γγγγ�at
(k�/m3)
γγγγd
(k�/m3)
γγγγs
(k�/m3) w (%) e
S’
(%)
wL
(%)
wP
(%) c’
(kPa) ϕϕϕϕ’
BAN P01 Formação Ferrífera
7 62 18,0 16,0 29,6 15,6 0,94 50,0 34 16 32 21°
BOR P01 Xisto/Formação
Ferrífera 9 60 16,1 11,9 29,1 36,0 1,45 72,0 36 21 8 33°
BOR P02 Xisto/Formação
Ferrífera 11 42 16,8 13,8 28,8 18,0 1,03 49,7 35 16 16 29°
CAN P01 Xisto 5 67 17,6 14,9 28,6 18,2 0,91 58,0 40 21 0 31°
CAN P02 Xisto 5 48 16,0 14,3 28,9 12,0 1,02 33,7 28 16 12 30°
CON P01 Xisto/Quartzo/
Formação Ferrífera
5 52 16,5 14,0 27,4 17,9 0,96 51,0 36 20 0 32°
COR P01 Xisto/Formação
Ferrífera 22 63 21,9 18,2 28,1 19,6 0,53 100,0 45 22 23 35°
DIN P01 Xisto/Quartzo/
Formação Ferrífera
9 52 19,2 15,0 27,7 27,6 0,84 90,0 41 21 29 28°
IPO P01 Gnaisse/Xisto 6 50 16,8 14,5 26,1 16,0 0,81 52,1 34 18 38 30°
MAN P01 Xisto 2 28 20,3 16,3 26,7 19,0 0,58 91,0 30 14 88 29°
MAR P01 Xisto 5 26 18,3 17,3 30,7 4,7 0,78 19,0 19 11 0 32°
61
Tabela 4.13 – Resultados dos ensaios de compactação (SBC, 2005)
Amostra Profundidade (m) Compactação
w ótima (%) γγγγd máx (k�/m3)
BAN– P01 3,8 18,7 16,90
BOR – P01 3,3 23,6 16,06
BOR – P02 3,75 20,6 17,31
BOR – F01 - 31,9 13,02
BOR – F02 - 22,8 14,95
BOR– F03 - 16,9 17,11
CAN– P01 2,3 20,9 16,95
CAN – P02 1,0 17,2 18,32
CAN – F01 - 31,2 13,29
CON – P01 3,3 16,1 17,10
CON – F01 - 22,6 15,48
CON – F02 - 25,1 15,42
COR– P01 2,8 15,4 19,14
COR– F01 - 26,6 16,03
COR – F02 - 26,8 14,35
DIN – P01 1,7 19,6 17,15
IPO – P01 3,0 16,2 15,96
IPO – F01 - 18,1 16,63
MAN – P01 3,5 18,6 16,12
MAN– F01 - 16,6 17,38
MAN – F02 - 21,1 15,49
MAR – P01 4,7 12,5 20,86
MAR– P02 - 22,3 16,11
MAR– F01 - 21,6 14,96
Analisando os resultados dos ensaios de caracterização apresentados na Tabela 4.12 e na
Tabela 4.13, conclui-se que as PDEs do Complexo Minerador de Itabira são compostas em
sua maioria de solos finos, com teores de silte e argila entre 26 e 67%. Estes materiais de uma
forma geral apresentam baixa plasticidade, com IP da ordem de 15 a 20% em sua maioria.
As PDEs são compostas por solos tipicamente porosos, com altos índices de vazios, com
porosidade entre 40 a 50%. Os pesos específicos naturais das PDEs são relativamente baixos,
da ordem de 16 a 22 kN/m3, e o peso específico dos sólidos da ordem de 26 a 31 kN/m3.
62
O teor de umidade das pilhas, bem como o grau de saturação registrado nos ensaios foi
bastante variável. Estes valores refletem a influência da presença de bolsões que preservam
teor de umidade mais elevado, o que ocorre geralmente nos solos mais finos com fração
argilosa originária da alteração de xistos e filitos (SBC, 2005).
Quanto aos parâmetros de resistência, representados pela coesão (c’) e ângulo de atrito (ø’),
pode-se analisar os mesmos através de uma distribuição em função do número de ensaios
realizados, como se observa na Figura 4.17 e Figura 4.18.
Com base na Figura 4.17, SBC (2005) conclui que nos ensaios realizados para as pilhas de
estéril as coesões obtidas são da ordem de 0 a 30 kPa, com 80% dos ensaios dentro desta
faixa. Em relação aos ângulos de atrito, verifica-se na Figura 4.18 que aproximadamente 82%
dos ensaios apresentaram valores de ângulo de atrito na faixa de 27º a 33º.
Pilhas
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Ban P01
Bor P01
Bor P02
Can P01
Can P02
Con P01
Cor P01
Din P01
IPO P01
Man P01
Mar P01
Coesão (kPa)
FFXFF
XFF
XX
XQFFXFF
XQFF
GX
X
X
Legenda: FF: Formação Ferrífera X: Xisto
Q: Quartzo G: Gnaisse
Figura 4.17 - Distribuição dos valores de coesão - (SBC, 2005)
63
Pilhas
0
5
10
15
20
25
30
35
40
Ban P01
Bor P01
Bor P02
Can P01
Can P02
Con P01
Cor P01
Din P01
IPO P01
Man P01
Mar P01
Ângulo de atrito (graus)
FF
XFF
XFFX
XXQFF
XFF
XQFF
GX X
X
Legenda: FF: Formação Ferrífera X: Xisto
Q: Quartzo G: Gnaisse
Figura 4.18 – Distribuição dos valores de ângulo de atrito - (SBC, 2005)
A Tabela 4.14 apresenta os parâmetros de resistência efetivos para a condição saturada,
característicos das pilhas de estéreis do Complexo Minerador de Itabira.
Tabela 4.14 – Parâmetros de resistência efetivos (condição saturada) característicos das pilhas
de estéril do Complexo Minerador de Itabira (SBC, 2005)
Material Parâmetros de Resistência
c’ (kPa) φφφφ’
Pilha 0 a 30 27º a 33º
4.4 A�ÁLISES DE ESTABILIDADE
A avaliação de estabilidade dos taludes da Cava da Mina do Cauê teve início no estudo
realizado por Geoprojetos (1992) e sua continuidade aconteceu em 2000 com o
desenvolvimento de um projeto executivo para a disposição de estéril na Aba Oeste da Cava
da Mina do Cauê realizado por ECAD (2000).
Vale (2002) elaborou um estudo com a equipe de Geotecnia/Itabira da Gerência de Geotecnia
e Hidrogeotecnia, no qual apresentou a avaliação de estabilidade dos taludes da Cava da Mina
64
do Cauê para a condição de exaustão e enchimento pela disposição de rejeitos de tratamento
de minério de ferro no Complexo Minerador de Itabira.
4.4.1 ESTABILIDADE DA CAVA SEM DISPOSIÇÃO DE MATERIAIS
Com base no estudo de Vale (2002) são apresentadas a seguir as condições de estabilidade
global dos taludes da Cava da Mina do Cauê nesta época e que estão diretamente relacionadas
às condições geológico-geomecânicas específicas para cada setor da cava.
� Talude Geral – Aba Norte
Os principais aspectos relativos às condições de estabilidade dos taludes da Aba Norte são
apresentados nos relatórios internos da empresa, Aba Norte – Estudos de Estabilização e
Reabilitação dos Taludes da Aba Norte (Vale, 1999), e Aba Norte – Condições de
Estabilidade – Avaliação e Prognóstico (Vale, 2001), ambos citados por Vale (2002).
Os taludes da Aba Norte situam-se no flanco norte da estrutura geológica constituída pelo
Sinclinal do Cauê. No contexto das condições de estabilidade na época do estudo, o talude da
Aba Norte apresentava um processo de instabilidade denominado de Trinca 1 (Figura 4.19). O
histórico desta instabilidade inicia-se em abril de 1995, onde a instabilidade no talude Norte,
designado de Trinca 1, mobilizou o volume de 1,5 milhão de m3 de solo e rocha em um talude
com cerca de 116 m de altura.
Com base em estudos de estabilidade e no sistema de monitoramento, Vale (2002) avaliou os
condicionantes do mecanismo de ruptura:
� A ruptura da Trinca 1 evidenciou um forte controle estrutural ocorrendo oblíquo à direção
geral dos taludes (ao longo da menor declividade dos taludes, e não na máxima
declividade, como usualmente se espera);
� O plano de ruptura lateral foi controlado por falhas inseridas em zonas transcorrentes,
resultando na instabilidade oblíqua ao talude;
� O plano inferior de ruptura foi controlado pelo contato do maciço intemperizado classe
V/VI com o topo rochoso, constituído por rocha sã a pouco alterada, classes II e III,
conforme foi apresentado na Tabela 3.2;
� Na região contida entre os limites laterais da ruptura (zonas transcorrentes), o topo
rochoso assumiu uma conformação semelhante à forma de uma calha, com o seu eixo
orientado para o sentido do movimento. A subida do topo rochoso no sentido do
65
movimento (oblíquo ao talude) gerou uma barreira mais resistente que confinou a
ruptura;
� A borda sul mais resistente, constituída por Quartzito Ferruginoso, impediu o
deslocamento da massa para o centro da cava.
Para incrementar as condições de estabilidade e propiciar a continuidade da lavra no
aprofundamento da cava, foram implementadas as seguintes ações:
� Retaludamento parcial do talude entre os anos de 1997 e 1998, concebido para aliviar a
carga sobre a área mobilizada de xistos decompostos e implantar um arrimo de quartzito
ferruginoso. Este arrimo teria a função de bloquear os movimentos, induzindo a
estabilização do talude, quando do avanço das escavações para a lavra da hematita,
situada imediatamente abaixo. A existência de uma pilha de estéril antiga e saturada,
situada na região do topo e limítrofe à cava, restringiu o retaludamento, para não gerar
outro problema de instabilidade;
� Foram instalados drenos subhorizontais profundos para atuar como solução
complementar ao retaludamento.
O sistema de monitoramento dos deslocamentos através de prismas topográficos foi
implantado desde os primórdios da instabilidade com o objetivo de subsidiar a avaliação da
segurança operacional da lavra. Em períodos críticos da operação de escavação, em função
das condições climáticas sazonais, foram estabelecidos níveis de alerta baseados nos dados de
inspeção geotécnica e do sistema de monitoramento.
A lavra continuou com sucesso até meados de 2000, quando foi constatada a ocorrência de
pressões hidrostáticas não efetivamente dissipadas pelos drenos. Também, foi constatado que
o maciço de quartzito ferruginoso, deixado como arrimo estabilizante, não apresentava as
características de resistência estimadas a partir de alguns afloramentos e dos dados das
sondagens existentes. Com isso, houve uma reativação do mecanismo de ruptura.
Em meados de 2001, começou a ocorrer uma expansão do sistema de trincas, evidenciando
um incremento da área instável. Neste contexto o monitoramento do talude foi expandido,
visando incorporar a área instável. O monitoramento registrou uma movimentação contínua
concomitante à lavra, porém sem apresentar um incremento na velocidade, que consistiu no
principal critério de alerta. Em meados de dezembro de 2001, apesar de não ter sido detectada
uma aceleração significativa que evidenciasse uma ruptura, o deslocamento máximo
66
acumulado no arrimo de quartzito era da ordem de 4 m. Este valor foi considerado elevado,
tendo sido estabelecida uma rotina de alerta para avaliar a segurança e, caso necessário,
interferir na continuidade da lavra.
Com o auge da estação chuvosa 2001/2002, a lavra foi interrompida e o monitoramento
incrementado, registrando a aceleração dos deslocamentos. Após o período chuvoso, o
monitoramento registrou a desaceleração dos deslocamentos. Entretanto, baseada na avaliação
da situação e do prognóstico para as condições de estabilidade, foi tomada a decisão de
paralisar as escavações nos taludes da Aba Norte, limitando-se a lavra ao desenvolvimento do
fundo da cava.
Cabe destacar, que as condições de estabilidade da Aba Norte, desde 1995/1996, foi objeto de
várias avaliações e constante acompanhamento pela empresa, com apoio em diversos
momentos de consultoria internacional para subsidiar a tomada de decisão e avaliação dos
prognósticos (Vale, 2002).
Em linhas gerais, Vale (2002) apresenta o mecanismo de instabilidade onde:
� A instabilidade foi condicionada por um bloco ativo, constituído pela massa desagregada
de solos e rochas originária da Trinca 1, que manifestou recalques da ordem de 6 m e
deslocamentos de 8 m no sentido da cava, resultando em um deslocamento em torno de
10 m;
� O bloco ativo impôs um empuxo ao arrimo de quartzito, que atuava como bloco passivo e
acumulou deslocamento horizontal em torno de 8 m;
� Este mecanismo resultou em uma série de estruturas tipo Graben subparalelos ao talude,
como uma seqüência de escamas e lascas sendo solicitadas pela massa do bloco ativo.
Com base no modelo do mecanismo de ruptura definido, o prognóstico mais crítico é aquele
no qual a ruptura migra para baixo e mobiliza também a formação ferrífera (Vale, 2002).
67
Figura 4.19 - Representação esquemática (sem escala) da instabilidade existente no talude da Cava da Mina do Cauê – Trinca 1 – Aba Norte
(Vale, 2002)
Abatime
nto
Trincas
Trincas
Nível D'Água
Maciço Rochoso Alterado (Solo de Alteração)(Grupo Nova Lima - Xistos, Intrusivas e Gnaisses)
(Itabirito, Hematita)
QuartzitoFerruginoso
Maciço Rochoso Pouco Alterado(Grupo Nova Lima - Xistos, Intrusivas e Gnaisses)
10,98m8,35m
PIT FINAL 2003(PROJETADO)
Banco 775
Banco 895
Prisma 8
Prisma 11
TOPOGRAFIA DEZ./ 2001(EXECUTADO)
FormaçãoFerrífera
ZONA
INSTÁVEL
68
� Talude Geral – Aba Sul
As condições de estabilidade da Aba Sul são abordadas nos relatórios internos da empresa,
estudo específico – Relatório de Revisão do Projeto de Cava Final – Talude Sul (Vale, 2001),
citado por Vale (2002).
A lavra no talude sul foi desenvolvida como a última recorrência da Cava da Mina do Cauê
neste setor. Esta recorrência iniciou-se em 2000 com a remoção do antigo britador primário,
tendo as escavações sido desenvolvidas desde então de forma intermitente até a exaustão.
A Aba Sul da Mina do Cauê é constituída pela sequência de metassedimentos do Supergrupo
Minas, representada pelas unidades Grupo Piracicaba e Grupo Itabira (Formação Cauê –
Formação Ferrífera), capeada por Colúvio Terciário. Nas áreas adjacentes à usina Cauê
ocorrem aterros da implantação das instalações existentes, a exemplo da área dos tanques de
água.
O Grupo Piracicaba é constituído por intercalações de espessuras variáveis de quartzitos
micáceos finos e rochas xistosas (mica xistos), que ocorrem na porção superior do talude da
Aba Sul, e com uma espessa intercalação tectônica na formação ferrífera na porção
intermediária deste talude.
A zona de contato entre o Grupo Piracicaba e a formação ferrífera é marcada por espessa zona
manganessífera (decamétrica) constituída por rocha quartzo ferruginosa fina. Os quartzitos
micáceos do Grupo Piracicaba próximos ao contato com a formação ferrífera apresentam-se
muito finos, com aspecto mais homogêneo, muito friáveis (alterados) e sedosos ao tato,
sugerindo menor resistência ao cisalhamento e maior deformabilidade que os demais
quartzitos da seqüência. A alteração intempérica é persistente e intensa, somando-se à
heterogeneidade no Grupo Piracicaba marcado por inúmeras intercalações de quartzitos e
rochas xistosas (filíticas).
Os dados hidrogeológicos obtidos com os piezômetros profundos instalados nos taludes da
Aba Sul indicaram que o maciço não se encontrava saturado na época do estudo, uma vez que
níveis de água interceptados refletiram o rebaixamento do nível de água pelas baterias de
poços instaladas na formação ferrífera. Os piezômetros rasos instalados na área dos tanques
indicaram níveis de água rasos na porção superior de colúvio e rochas filíticas. Estes níveis de
água foram interpretados por Vale (2002) como níveis suspensos de água percolada a partir
69
dos vazamentos dos tanques e trincas na fundação (colúvio e aterros) e contidos acima dos
materiais menos permeáveis, por exemplo, solos de alteração das rochas xistosas/filíticas do
Grupo Piracicaba nesta porção da Aba Sul.
Em meados de 2001 foram detectadas trincas e fissuras desenvolvidas nos tanques de
abastecimento de água da usina Cauê, situados adjacentes à crista do talude escavado. Neste
período, estas feições foram identificadas e limitadas apenas à área dos tanques, não
evidenciando um processo de instabilidade global dos taludes da Aba Sul. Assim sendo
considerou-se como hipótese de análise um processo localizado de subsidência da fundação
dos tanques, considerando o longo histórico de vazamentos nos mesmos. Este processo
contínuo de vazamento poderia ter resultado no carreamento de partículas do solo/aterro da
fundação dos tanques. Com este cenário foram tomadas ações para recuperação emergencial
dos tanques e recomendadas investigações adicionais, incluindo métodos geofísicos como
GPR (Ground Penetrating Radar).
No decorrer do ano 2001 as atividades de escavação na Aba Sul prosseguiram até que no
início de outubro evidenciou-se a reativação das trincas afetando os tanques de água e áreas
adjacentes. Neste momento as trincas foram mapeadas com continuidade lateral para oeste,
afetando o pátio de sucatas do antigo britador, e presentes nos bancos imediatamente
inferiores à plataforma dos tanques. Diante deste cenário, evidenciou-se um processo de
instabilidade global afetando os taludes superiores da Aba Sul da Mina do Cauê, de forma que
implementou-se uma rede de prismas topográficos para monitoramento de deslocamentos ao
longo dos taludes, e a lavra foi temporariamente paralisada.
Foram considerados por Vale (2002) os possíveis mecanismos de instabilidade:
� Ruptura Circular Profunda, seria a possibilidade mais remota uma vez que exigiria a
predominância de materiais com resistência ao cisalhamento muito baixa, considerando a
geometria atual do talude inter-rampa. A ocorrência destes materiais, de forma extensiva
nos taludes, não se confirmou através das campanhas de investigação implementadas.
� Tombamento progressivo, possivelmente afetado pelo intenso processo de degradação
superficial dos materiais alterados do Grupo Piracicaba expostos no talude escavado.
� Deformação das rochas alteradas do Grupo Piracicaba na zona de contato com a
formação ferrífera, permitindo a acomodação da sequência de topo.
70
� Exposição das rochas do Grupo Piracicaba intensamente alteradas, sujeitas a deformações
por alívio de tensões e desconfinamento lateral, induzindo movimentações do talude e
acomodação do capeamento (colúvio rijo).
Com a paralisação temporária da lavra no final de 2001, observou-se que as feições de
instabilidade não mais progrediram, bem como os prismas não indicaram movimentação.
Desta forma, este histórico da instabilidade em relação ao avanço das escavações em
materiais do Grupo Piracicaba estabeleceu a clara associação entre o desconfinamento destas
litologias e o mecanismo de instabilidade, e, portanto, possivelmente relacionado a um ou
mais dos três últimos mecanismos acima listados.
Com base nestas conclusões, Vale (2002) efetuou a revisão do projeto do talude buscando
restringir o desconfinamento das rochas do Grupo Piracicaba na zona de contato com a
formação ferrífera em torno do banco 895 m, e consequentemente estabilizar o talude.
� Talude Geral – Aba Oeste
Os principais aspectos relativos às condições de estabilidade dos taludes deste setor são
abordados nos relatórios internos da empresa, estudo Aba Oeste – Relatório de Projeto
Executivo da Pilha de Estéril na Aba Oeste (Vale, 2002).
Os taludes da Aba Oeste estão situados na área central da estrutura geológica constituída pelo
Sinclinal Cauê, marcado pelo proeminente talude contínuo em rocha sã do Grupo Nova Lima.
Neste setor foi planejada a construção da Pilha para Disposição de Estéril da Aba Oeste, que
tem os taludes inferiores da escavação final da cava como terreno de fundação.
O terreno imediato de fundação da PDE estava saturado, sendo constituído pela Formação
Ferrífera (Itabiritos e Hematita) capeando Xistos do Grupo Nova Lima, que se encontram
cortados por diques e corpos de rochas básicas intrusivas.
O maciço que constitui a fundação imediata para a disposição do estéril na Aba Oeste estava
na época do estudo em processo de rastejo lento, onde se notavam trincas e abatimentos do
terreno, com evidências de movimentações de massas, e reflexos na estrada de acesso que
corta a região superior da área.
71
Neste contexto, a PDE – Aba Oeste teve um efeito estabilizante considerando a sua
conformação como arrimo para a porção instável destes taludes.
Os estudos específicos contidos no Projeto Executivo da PDE – Aba Oeste abordaram os
aspectos necessários para assegurar a estabilidade da PDE, tanto na conformação final como
nas diferentes etapas construtivas, incluindo o sequenciamento construtivo e as etapas de
contrapilhamento necessárias para a adequada estabilidade global.
� Talude Geral – Aba Leste
Neste setor da cava da Mina do Cauê não foram identificados mecanismos de instabilidade
global, apresentando apenas aquelas instabilidades de pequeno porte associados aos taludes de
bancadas e bermas.
4.4.2 METODOLOGIA DE A�ÁLISE DA ESTABILIDADE DURA�TE OS ALTEAME�TOS
As análises de estabilidade não seguiram uma metodologia única, pois os estudos de
estabilidade foram desenvolvidos em três épocas e por três empresas diferentes, sendo duas
delas de consultoria e projeto. Portanto, a metodologia apresentada está de acordo com as
premissas de cada projeto.
Vale (2002) buscou a avaliação de estabilidade global dos taludes, abordando cenários nos
quais a estabilidade global poderia ser afetada pela disposição de rejeitos na cava. Estes
estudos são apresentados enfocando cenários específicos para cada um dos setores, Aba
Norte, Aba Sul e Aba Oeste, de forma que os resultados são apresentados por setor.
A avaliação feita por Vale (2002) da estabilidade bidimensional para superfícies circulares e
não circulares foi analisada pelo Método de Equilíbrio Limite. Todas as análises foram
executadas em termos de tensões efetivas adotando o Método de Bishop Simplificado. Para
tanto utilizou-se o software Slope-W v.4.20, elaborado pela Geo-Slope International
(Canadá), que é um aplicativo de uso especializado para avaliação de estabilidade de taludes
pelos métodos de equilíbrio limite.
De acordo com SPEC (2004), os estudos realizados consideraram os efeitos da construção da
PDE - Aba Oeste concomitante ao contrapilhamento pelos rejeitos lançados na cava, além do
72
efeito da água que ficará acumulada entre a pilha e o rejeito, desde as etapas construtivas
intermediárias, até sua conformação final.
As análises de estabilidade global dos taludes, feitas por SPEC (2004), foram realizadas
utilizando o software Slope/W v 4.22 elaborado pela Geo-Slope International (Canadá), que
admite pesquisa de superfícies circulares e não circulares pelo Método de Equilíbrio Limite,
adotando-se o método de Bishop Simplificado.
RDIZ (2008) relata que suas análises foram realizadas utilizando-se o software SLIDE v.5.0
da empresa canadense Rocscience Inc. O SLIDE v.5.0 é um software que utiliza a teoria de
equilíbrio limite para o cálculo do fator de segurança em taludes de solo e/ou rocha. Foram
pesquisadas superfícies circulares de ruptura adotando-se o método de Bishop Simplificado,
que admite o equilíbrio de momentos em relação ao centro do círculo.
4.4.3 PARÂMETROS GEOTÉC�ICOS
Vale (2002) fundamentou seus estudos de estabilidade de taludes adotando parâmetros de
resistência ao cisalhamento, coesão (c’) e ângulo de atrito (φ’) efetivos, para solos e rochas de
acordo com as respectivas classes de maciço rochoso, as quais foram consideradas como
representativas de comportamentos geomecânicos similares. Desta forma, a heterogeneidade
foi considerada quando se utilizou o esquema de classificação do maciço rochoso.
Os parâmetros de resistência ao cisalhamento para os diferentes materiais e classes de maciço,
utilizados por Vale (2002), são apresentados na Tabela 4.15. Estes parâmetros foram baseados
na interpretação de resultados de ensaios de laboratório dos materiais coletados na Mina do
Cauê e em minas do Complexo de Itabira, bem como em outras minas do Quadrilátero
Ferrífero.
Nos estudos conduzidos por SPEC (2004), os parâmetros geotécnicos dos materiais
componentes da PDE foram estudados tanto por ECAD (2000) quanto por SPEC (2004). Os
ensaios realizados por SPEC (2004) tiveram a finalidade de estudar o solo arenoso
esbranquiçado (Quartzitos do Grupo Piracicaba) e o solo argiloso avermelhado (Xistos do
Grupo Nova Lima), além do itabirito decomposto (Formação Ferrífera) que compõe a
fundação da PDE.
73
Tabela 4.15 – Parâmetros de resistência ao cisalhamento adotados nas análises de estabilidade
(Vale, 2002)
Parâmetros de Resistência ao Cisalhamento
Descrição Classe de Maciço γγγγ(k�/m3)
Coesão c,
(kPa) ø' º
Estéril – PDE Aba Oeste não aplicável 19 20 28
Rejeito – Enchimento da Cava não aplicável 18 0 32
Cobertura – Colúvio (CO) não aplicável 20 50 22
Quartzo Mica Xisto (QMX) – Grupo Piracicaba VI 20 20 22
Quartzo Mica Xisto e Quartzito (QMX/QZ) – Grupo Piracicaba
VI 20 20 22
Quartzito (QZ) – Grupo Piracicaba VI 22 20 32
Grupo Piracicaba Indiviso (MP) VI 22 20 32
Quartzito Ferruginoso (QF) VI 22 30 32
Formação Ferrífera (FF) VI 30 60 36
Xistos e Gnaisses do Grupo Nova Lima (XT) (Resultados de Retroanálise da Seção C-D – Aba Norte)
VI 20 25 22
Xistos do Grupo Nova Lima (XT) (Resistência oblíqua à foliação)
VI 20 30 24
Xistos do Grupo Nova Lima (XT) (Resistência paralela à foliação)
VI 20 20 22
Sericita Xistos – Aba Oeste (SX) VI 19 20 20
Xistos/Gnaisses (rocha sã) indivisos do Grupo Nova Lima (XT II)
II 26 400 50
Na Tabela 4.16 apresentam-se dados comparativos sobre os parâmetros geotécnicos utilizados
anteriormente por ECAD (2000) e que foram aproveitados no Projeto Conceitual
desenvolvido por SPEC (2004), bem como os parâmetros extraídos de interpretação dos
ensaios de laboratório executados por SPEC (2004).
74
Tabela 4.16 – Parâmetros geotécnicos do Projeto Conceitual (SPEC, 2004)
Material
Peso Específico Úmido (k�/m³)
c’ (kPa)
Ø’(o) Estudado
Por:
Estéril Argiloso 19 15 27 SPEC Estéril Arenoso 16 0 25
Formação Ferrífera 25 60 33 Estéril 19 20 28
ECAD e SPEC / Projeto
Conceitual
Xisto VI 19 20 20 Rejeito 18 0 32
Formação Ferrífera 30 60 36 Xisto II 26 400 50
Na Tabela 4.17 apresentam-se os parâmetros geotécnicos adotados no Projeto Executivo
desenvolvido por SPEC (2004).
Tabela 4.17 – Parâmetros geotécnicos utilizados por SPEC (2004) no Projeto Executivo
(SPEC, 2004)
Material Peso Específico
Úmido (k�/m³)
c’ (kPa)
Ø’(o)
Estéril 18 15 26 Xisto VI 19 20 20 Rejeito 18 0 32
Formação Ferrífera 26 60 36 Xisto II 26 400 50
Já nos estudos realizados por RDIZ (2008), os parâmetros de resistência ao cisalhamento
assim como os pesos específicos (γ) dos materiais de fundação utilizados nas análises de
estabilidade foram os mesmos utilizados no projeto executivo da PDE - Aba Oeste elaborado
por SPEC (2004).
Por solicitação da equipe técnica da Vale os parâmetros do aterro foram alterados com base
nos estudos realizados por SBC (2005) para a Avaliação da Segurança das Pilhas para
Disposição de Estéril do Complexo Minerador de Itabira.
A Tabela 4.18 apresenta os parâmetros geotécnicos adotados nas análises efetuadas por RDIZ
(2008).
75
Tabela 4.18 – Parâmetros geotécnicos utilizados por RDIZ (2008) - (RDIZ, 2008)
Item Material Classe Peso Específico
γγγγnat (k�/m3)
Parâmetros de Resistência
c’ (kPa) Ø’ (o)
1 Estéril Ampliação (PDE
Nova) VI 18 15 28
2 Estéril Existente (PDE
existente) VI 18 15 30
3 Rejeito VI 18 0 32
4 Formação Ferrífera (FF) VI 26 60 36
5 Xisto II 26 400 50
6 Xisto VI 19 20 20
7 Enrocamento (Dreno de Pé) VI 22 0 45
4.4.4 ESTUDOS DE ESTABILIDADE
As análises de estabilidade que serão comentadas a seguir estão divididas de acordo com a
empresa responsável pela execução do projeto e seguem a mesma sequência da metodologia
de análise.
Com base na exposição das condições de estabilidade dos taludes da cava da Mina do Cauê
(Vale, 2002), foram selecionadas seções verticais geológico-geomecânicas representativas das
condições mais críticas para os principais setores da mina: Abas Norte, Sul e Oeste. Porém,
cabe salientar que serão apresentados neste trabalho somente as análises de estabilidade
relativas ao Talude da Aba Oeste, objeto de estudo desta dissertação. As demais análises
podem ser consultadas em Vale (2002).
As análises de estabilidade focaram principalmente a avaliação do efeito do enchimento da
cava com rejeitos para a estabilidade global da PDE – Aba Oeste, visto que o rejeito foi
contrapilhado com os taludes resultantes da lavra neste setor.
Todas as análises foram orientadas para a configuração final da PDE com a ocupação máxima
da cava por rejeitos, uma vez que a PDE será construída concomitante ao contrapilhamento
pelos rejeitos dispostos na cava. Nesta condição admitiu-se a existência de um lago
imediatamente no pé da PDE com profundidade máxima em torno de 3 m e NA na elevação
870 m, conforme descrito a seguir:
� Geometria dos taludes na condição de cava final (cava exaurida);
76
� Condições de saturação conforme representadas em cada uma das análises específicas.
Para a condição de cava final sem rejeitos, foi adotada a premissa de rebaixamento do
nível de água equivalente a uma bancada (cerca de 15 m) abaixo do fundo da cava. Para
os diversos cenários do enchimento da cava com rejeitos, adotou-se o nível de água
correspondente à superfície do rejeito e a consequente recuperação do nível de água no
entorno como correspondente a este nível.
� Conformação final de enchimento da cava com rejeitos segundo uma superfície planar
com 1% de declividade geral a partir da elevação 880 m na extremidade leste da cava.
� A profundidade máxima do lago, passível de ser formado a partir da água liberada pela
sedimentação e adensamento dos rejeitos na cava, foi estimada em cerca de 3 m, uma vez
que se regula a operação de captação de água na cava para abastecimento da usina. Em
função da conformação da praia de rejeitos formada, o lago foi confinado na porção oeste
da cava.
� Parâmetros de resistência ao cisalhamento dos diversos solos e rochas, conforme já
apresentado no item 4.4.3;
� Fator de Segurança (F.S.) igual ou maior que 1,30 como critério limite de estabilidade na
fase de operação;
� Mecanismo de ruptura representado por superfícies de cisalhamento discretas e contínuas.
Os resultados das análises de estabilidade realizadas por Vale (2002) para a Aba Oeste são
apresentados no APÊNDICE A, e os resultados do cenário crítico para as análises estão
consolidados na Tabela 4.19.
Tabela 4.19 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (Vale, 2002)
CE�ÁRIO FATOR DE
SEGURA�ÇA
Ruptura Global pela Fundação (Superfície Não Circular) 2,45
Ruptura pela PDE (Configuração Final) na elevação 775 metros
(Superfície Circular) 2,94
Ruptura pela PDE (Configuração Final) na elevação 815 metros
(Superfície Circular) 1,98
Ruptura pela PDE (Configuração Final) na elevação 855 metros
(Superfície Circular) 1,37
Ruptura pela PDE (Configuração Final) na elevação 870 metros
(Superfície Circular) 1,49
77
SPEC (2004), em consenso com a Vale, avaliou três casos para a estabilidade global da pilha
de estéril representando os diferentes estágios construtivos da pilha e as respectivas
estimativas de elevação do rejeito contrapilhado no pé da pilha.
Para cada combinação feita por SPEC (2004) de caso e hipótese de formação do lago, foram
ainda simuladas diferentes condições do parâmetro ru aplicado à fundação da pilha de estéril,
visto que, conforme relatório ECAD (2000), os ensaios triaxiais realizados no Xisto VI
indicaram o desenvolvimento de poropressões, logo, o percentual entre a poropressão u e a
tensão geostática aplicada, denominada (ru) foi da ordem de 0,2 a 0,8, ou seja, haveria um
acréscimo de poropressão na camada de Xisto VI, decorrente do carregamento gerado durante
a implantação do depósito de estéril. Os casos adotados estão resumidos na Tabela 4.20.
Tabela 4.20 - Casos de análises de estabilidade do projeto executivo (SPEC, 2004)
Casos Elevação (m)
ru PDE Rejeitos Lago
1 - Projeto Elevação 840 m 840 753 (1) 766 (2) e 830 (4) 0,2 e 0,5
2 - Projeto Elevação 870 m 870 795 (1) 798 (3) e 860 (4) 0,2 e 0,5
3 - Conformação Final da PDE na Elevação 945 m
e Rejeito (Fim de Operação) 945 867 (1) 880 (5) 0,2 e 0,5
Em cada caso analisado foram adotadas algumas hipóteses sendo: (a) estimativa da elevação
do rejeito contrapilhado no pé da pilha de estéril, baseado nas estimativas de produção de
estéril e rejeitos, cujo gráfico de Elevação versus Volume Acumulado é apresentado na Figura
4.20; (b) hipótese de elevação mínima do lago de decantação formado no pé da pilha,
admitida como equivalente à elevação do pé da PDE na conformação atual. A título de
informação, a elevação do lago em abril de 2004 era de 754,80 m; (c) hipótese de elevação
mínima do lago de decantação formado no pé da pilha, estimada como cerca de 3 m acima da
elevação do rejeito no pé da pilha de estéril. Profundidade mínima regulada pela operação de
captação de água para abastecimento da usina a partir da recuperação da água liberada pela
sedimentação e adensamento dos rejeitos na cava; (d) hipótese de elevação máxima do lago
de decantação formado no pé da pilha, admitida como equivalente a 10 m abaixo da elevação
máxima da PDE na conformação da respectiva etapa; (e) hipótese de elevação máxima do
lago de decantação formado no pé da pilha, admitida como equivalente à elevação da
drenagem natural da cava exaurida da Mina do Cauê.
78
760
770
780
790
800
810
820
830
840
850
860
870
880
890
900
910
920
930
940
950
960
00,0E+00 10,0E+06 20,0E+06 30,0E+06 40,0E+06 50,0E+06 60,0E+06 70,0E+06
Volume Acumulado (m³)
Elevação
(m)
Pilha de Estéril
Rejeito junto à Pilha
Figura 4.20 - Estimativas de produção de estéril e rejeitos (SPEC, 2004)
De acordo com SPEC (2004), para os estudos de estabilidade e verificação de viabilidade
geotécnica da PDE - Aba Oeste foi definida, em consenso com a Vale, a adoção da geometria
da pilha de estéril estabelecida originalmente por ECAD (2000) e que é apresentada nas
seções analisadas no Slope/W.
Nos estudos de estabilidade adotaram-se linhas piezométricas conforme dados levantados em
campo. Estas linhas piezométricas representaram as condições de saturação da pilha e
fundação em cada caso analisado, tendo sido definidas em função das nascentes existentes e
da superfície do lago de decantação formado.
Nas análises foram pesquisadas superfícies de ruptura por cisalhamento do tipo poligonal ou
especificadas, e circulares. Para os estudos com ruptura poligonal, admitiu-se a superfície
passando pelo Xisto VI, ou seja, ruptura condicionada pela fundação. No caso de rupturas
circulares, a análise ficou livre para pesquisar superfícies tanto pela PDE quanto pela
fundação.
Uma síntese dos resultados obtidos nas análises de estabilidade está na Tabela 4.21. Os
fatores de segurança obtidos para as diferentes condições analisadas foram superiores ao valor
limite de 1,30, usualmente admitido para estruturas em condição de operação. Observa-se que
79
o FS aumentou à medida que o lago sobe, pois o peso da água a jusante do talude gera um
agente estabilizante maior que a ação “instabilizante” decorrente do processo de saturação
interna da PDE (aumento de poropressão).
Tabela 4.21 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (SPEC, 2004)
CASOS ru
Fator de Segurança
Ruptura Circular Ruptura Poligonal no Xisto VI
Condição de �ível
de Água no Lago
Condição de �ível
de Água no Lago
1
Projeto Elevação
840 m
�.A – 766,0 �.A – 830,0 �.A – 766,0 �.A – 830,0
0,2 1,58 1,58 5,56 6,06
0,5 1,58 1,58 4,03 4,13
2
Projeto Elevação
870 m
�.A – 798,0 �.A – 860,0 �.A – 798,0 �.A – 860,0
0,2 1,42 1,53 3,87 4,04
0,5 1,42 1,53 3,61 3,59
3
Conformação Final da PDE na Elevação 945 m
e Rejeito (Fim de Operação)
�.A – 880,0 �.A – 880,0
0,2 1,34 2,43
0,5 1,34 1,67
Apesar das análises terem sido realizadas para três casos como visto na Tabela 4.21, nesta
pesquisa serão apresentadas somente as análises do caso 3, que é o caso mais crítico, onde
ocorre o maior volume acumulado de rejeitos e estéril (fim de operação). Os resultados das
análises de estabilidade com os círculos de ruptura estão apresentados no APÊNDICE B, e o
restante das análises podem ser consultadas em SPEC (2004).
Dando continuidade aos estudos de elevação da PDE - Aba Oeste, RDIZ (2008) realizou
análises de estabilidade considerando três cenários. Em cada cenário analisado considerou-se
a pilha de estéril em sua condição normal e na condição crítica de operação. Os referidos
cenários são apresentados a seguir:
� Cenário 1 - Geometria da PDE Aba Oeste em sua cota final (EL.1100 m) e cota do
reservatório na elevação EL.795 m, sendo a cota do rejeito 3 m abaixo deste nível.
Posição da linha freática definida segundo as leituras dos instrumentos existentes na época
do estudo. Duas situações são abordadas: (a) Situação Crítica - Análise Global e Local dos
taludes, considerou-se uma geração de poropressão da ordem de 50% (Parâmetro B=0,50)
em relação à nova camada de estéril disposta e uma elevação do nível freático de
aproximadamente 10 m para imposição de uma condição severa à estrutura. Foram
80
analisadas superfícies de ruptura circulares e plano-circulares; (b) Situação Normal -
Análise Global e Local dos taludes, considerou-se a total dissipação das poropressões
(Parâmetro B=0) e nível freático em sua posição normal. Foram analisadas superfícies de
ruptura circulares.
� Cenário 2 – Geometria da PDE Aba Oeste em sua cota final (EL.1100 m) e cota do
reservatório na elevação EL.840 m, sendo a cota do rejeito 3 m abaixo deste nível.
Posição da linha freática inferida conforme elevação do reservatório a jusante da pilha na
época do estudo. Duas situações são abordadas: (a) Situação Crítica - Análise Global e
Local dos taludes, considerou-se uma geração de poropressão da ordem de 50%
(Parâmetro B=0,50) em relação à nova camada de estéril disposta e uma elevação do nível
freático de aproximadamente 10 m para imposição de uma condição severa à estrutura.
Foram analisadas superfícies de ruptura circulares e plano-circulares; (b) Situação Normal
- Análise Global e Local dos taludes, considerou-se a total dissipação das poropressões
(Parâmetro B=0) e nível freático em sua posição normal. Foram analisadas superfícies de
ruptura circulares.
� Cenário 3 - Geometria da PDE Aba Oeste em sua cota final (EL.1100 m) e cota do
reservatório na elevação EL.880 m, sendo a cota do rejeito 3 m abaixo deste nível.
Posição da linha freática inferida conforme elevação do reservatório a jusante da pilha na
época do estudo. Duas situações são abordadas: (a) Situação Crítica - Análise Global e
Local dos taludes, considerou-se uma geração de poropressão da ordem de 50%
(Parâmetro B=0,50) em relação a nova camada de estéril disposta e uma elevação do nível
freático de aproximadamente 10 m para imposição de uma condição severa à estrutura.
Foram analisadas superfícies de ruptura circulares e plano-circulares; (b) Situação Normal
- Análise Global e Local dos taludes, considerou-se a total dissipação das poropressões
(Parâmetro B=0) e nível freático em sua posição normal. Foram analisadas superfícies de
ruptura circulares.
Além dos cenários propostos, foram analisadas também rupturas locais na porção existente da
pilha e na geometria de ampliação da mesma. E em todas as seções analisadas foram
pesquisados círculos críticos passando pelo aterro bem como pela fundação.
O acréscimo da poropressão considerado por SPEC (2004) na camada do Xisto Classe VI em
consequência do processo de disposição de estéril sobre esta camada, foi mantida nas novas
81
análises realizadas (Parâmetro B=0,50), sendo que, apenas a nova camada de estéril disposta
contribuiu para a geração deste acréscimo. Os resultados de cada seção crítica analisada,
indicando os possíveis círculos de ruptura para cada situação encontram-se no APÊNDICE C
e os resultados das análises de estabilidade estão consolidados na Tabela 4.22.
Tabela 4.22 – Resultados das análises de estabilidade – Aba Oeste (RDIZ, 2008)
Fatores de Segurança
Descrição Análise Parâmetro B (Xisto VI)
�ível Freático/Situação F.S.
Cenário Geotécnico 1 – �ível Reservatório EL. 795 m
Seção Crítica A-A – Situação (a)
Global/Local 0,5 Elevado/Crítica >1,30
Seção Crítica A-A – Situação (b)
Global/Local 0 Normal >1,55
Cenário Geotécnico 2 – �ível Reservatório EL. 840 m
Seção Crítica A-A – Situação (a)
Global/Local 0,5 Elevado/Crítica >1,31
Seção Crítica A-A – Situação (b)
Global/Local 0 Normal >1,57
Cenário Geotécnico 3 – �ível Reservatório EL. 880 m
Seção Crítica A-A – Situação (a)
Global/Local 0,5 Elevado/Crítica >1,34
Seção Crítica A-A – Situação (b)
Global/Local 0 Normal >1,58
Análise local entre bancos
Seção Crítica A-A – Situação
(PDE Projetada) Local 0 Normal >1,65
Seção Crítica A-A – Situação
(PDE existente) Local 0 Normal >1,69
82
CAPÍTULO 5 ________________________________________________________
5. METODOLOGIA APLICADA �O �OVO ALTEAME�TO DA PDE
A metodologia apresentada a seguir representa a consolidação do conhecimento científico
descrito no Capítulo 2, juntamente com a experiência prática aplicada nos estudos realizados
por Vale (2002), SPEC (2004) e RDIZ (2008).
Sendo assim, com base em informações coletadas junto à Vale e em estudos anteriormente
realizados por outras empresas foram propostos alguns cenários considerando o lançamento
de camadas de estéril e/ou enrocamento sobre o rejeito adensado. Estas propostas têm como
premissa básica a possibilidade de aumentar o volume de estéril a ser depositado de forma
compartilhada na cava exaurida da Mina do Cauê.
Desse modo, analisando os aspectos mais relevantes no que tange a disposição compartilhada
de rejeito e estéril na cava, podem-se estabelecer as interferências acerca do lançamento de
rejeito na cava exaurida e a posterior disposição de estéril sobre este rejeito.
A conjunção dos novos estudos, àqueles anteriormente feitos, permitiu ao final desse trabalho,
a proposição e/ou adequação de diretrizes a serem seguidas para elevação da pilha de estéril,
definindo sua viabilidade, vantagens técnicas e econômicas.
Os estudos de estabilidade foram realizados com base na seção apresentada no projeto
executivo SPEC (2004) e RDIZ (2008). Estas seções são apresentadas da Figura 5.1 à Figura
5.3.
O ajuste da seção crítica se baseou na geometria proposta por RDIZ (2008) para o alteamento
da pilha até a cota de elevação 1100 m. Porém, não se tinha toda a fundação especificada na
seção proposta por RDIZ (2008), sendo assim, foi necessário um ajuste desta seção para
realização dos estudos apresentados nessa dissertação. Devido ao novo arranjo, a seção foi
ajustada de forma a representar a condição mais crítica aos novos estudos, sendo esta
apresentada da Figura 5.4 à Figura 5.6.
83
i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%
i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%i~1%
i~1%
Figura 5.1 – Vista em planta da pilha de estéril e contrapilhamento de rejeito na Cava da Mina do Cauê (Modificado - SPEC, 2004)
84
ELE
VAÇÕES (m)
ELE
VAÇÕES (m)
ELE
VAÇÕES (m)
Figura 5.2 – Seções analisadas por SPEC, 2004 (Modificado - SPEC, 2004)
86
2833000
372400
372200
371200
371400
371600
371800
372000
370200
370400
370600
370800
371000
370000
372400
372200
371200
371400
371600
371800
372000
370200
370400
370600
370800
371000
370000
2832600
2832800
2833000
2834000
2833800
2833600
2833400
2833200
2833200
2833400
2833600
2833800
2834000
2832800
2832600
0E-18
E-180
-1-15
E-20
E-20-1-15
-2-14
E-22
E-22-2-14
-3-13
E-24
E-24-3-13
-4-12
E-26
E-26-4-12
-5-11
E-28
E-28-5-11
-6-10
E-30
E-30-6-10
-7-9
E-32
E-32-7-9
-8(BANCOS ABAIXO DO 895)
E-34
E-34-8
-9
E-36
E-36-9
-10
E-38
E-38
-10
-11
E-40
E-40
-11
-12
E-42 -13
E-44 -14
E-46 -15
E-48 -16
E-50 -17
E-52 -18
E-54 -19
E-56 -20
E-58 -21
E-60 -22
E-62
2834200
2834200
369800
-8
(BANCOS ABAIXO DO 895)-8
2832400
2832200
2832400
2832200
372600
2834400
2834600
2834800
2834400
2834600
2834800
TÍTULO:
MAPA GEOLÓGICO DA
MINA CAUÊCAVA ATUAL
ESCALA
GAGHS
D I F S - G E T A S
685200
685000
685200
685000
684800
7832400
7832200
7831400
7832000
7831600
684800
7831800
7831200
7832400
686400
686200
686000
685800
685600
685400
7832800
687400
687200
687000
686800
686600
687200
687000
686800
686600
686400
686200
686000
685800
685600
685400
7833400
7833400
7833200
7833000
7832800
7832600
78330007
832600
7832200
7832000
7831800
7831600
7831400
7831200
7831000
7831000
7833200
687400
7832800
7832800
Curva de Nível
FF - Grupo Itabira - Formação Cauê
MP - Grupo Piracicaba Indiviso
CO - Coberturas Canga e Solos
SUPERGRUPO MINAS
IN - Intrusiva
QF - Quartzito Ferruginoso
SUPERGRUPO RIO DAS VELHAS
NL - Grupo Nova Lima Indiviso
LEGENDA
Seção Vertical c/ Drenagem
Crista de Banco c/ Pé Projetado
( SIMPLIFICADO )
DATA: ARQUIVO:
Mapa_GeoCA_Simplificado.dwgJulho / 2002
Formação Ferrífera Indivisa( Itabiritos e Hematitas)
Trincas Existentes
Seções Geológicas / Geomecânicas
A B
E
F
(Xistos, Quartzitos, Metacherts, etc)
(Quartzitos e Filitos)
NL
NL
NL
NL
QFQF
QF
QF
QF
QF
MP
MP
IN (?)
IN (?)
IN
IN
IN
FF
FF
FF
CO
CO
Figura 5.4 – Mapa Geológico da Cava da Mina do Cauê (Modificado - Vale, 2002)
87
PDE - Estéril Projetado
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
RejeitoXisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 5.5 – Seção inicial estudada no novo alteamento da PDE
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 4
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 5.6 – Seção final estudada no novo alteamento da PDE
88
5.1 CE�ÁRIOS PROPOSTOS PARA ESTUDO
Os estudos de estabilidade foram analisados em dois cenários, sendo o primeiro lançamento
só de estéril, e o segundo lançamento de enrocamento e estéril. Esta variação teve o objetivo
de verificar qual seria o comportamento do rejeito ao sofrer um acréscimo de carga provocado
por diferentes materiais com propriedades físicas e hidráulicas diferentes, pois se o mesmo
não alterar significativamente seu comportamento tanto de deformabilidade quanto de
percolação, surge a possibilidade de aproveitar os dois materiais para o início do alteamento.
O cenário 1 (Tabela 5.1) considerou uma condição de operação, com geração de acréscimos
de poropressão (ru ≠ 0) durante todo o alteamento. No cenário 2 (Tabela 5.2 e Tabela 5.3)
considerou-se a pilha de estéril primeiro numa condição em que não há mais geração de
acréscimos de poropressão (ru = 0) e depois numa condição de operação, com geração de
acréscimos de poropressão (ru ≠ 0) durante todo o alteamento, como no caso do cenário 1.
Os valores utilizados para simulação dos acréscimos de poropressão foram extraídos de SPEC
(2004), que adotou os resultados dos estudos realizados no Xisto VI por ECAD (2000), SBC
(2005) que estudou os estéreis de várias pilhas do Complexo Minerador de Itabira - MG e
Presotti (2002) que estudou um rejeito com características semelhantes ao rejeito depositado
na Cava da Mina do Cauê.
A adoção da cota do NA na elevação 880 m baseou-se nos estudos feitos por SPEC (2004)
onde as linhas piezométricas foram adotadas conforme dados levantados em campo. Portanto,
admitindo-se que a cota máxima de lançamento do rejeito será na elevação 880 m e que este
rejeito já esteja adensado nesta elevação, pode-se considerar que o NA na cota 880 m é
representativo da situação encontrada no campo, desde que não haja uma ligação entre os
aquíferos circundantes da cava.
Para a realização dos estudos de tensão-deformação foram analisados também dois cenários,
onde a diferença entre eles está no zoneamento do módulo de elasticidade do rejeito para um
dos cenários e no material utilizado para o alteamento, sendo eles, alteamento só com estéril e
com estéril e enrocamento. No primeiro caso o módulo de elasticidade é constante ao longo
de todo o depósito de rejeito, simulando a adoção de um valor único de módulo. Porém, no
segundo caso, o módulo de elasticidade é diferente em três zonas definidas segundo o
89
pesquisador, levando em consideração as tensões provocadas pelo alteamento da nova Pilha
de Disposição de Estéril (PDE).
No entanto, a definição destas zonas pode seguir outra configuração regida principalmente
pela segregação natural das partículas durante o lançamento do rejeito, porém esta situação
não será apresentada nesta dissertação, devendo ser realizada em futuras pesquisas.
5.2 METODOLOGIA DE A�ÁLISE
Todas as etapas construtivas do depósito foram implantadas considerando a disposição
ascendente, realizando lançamentos do material em camadas de altura máxima de 5 m e
inclinação de 1,0 (V): 2,0 (H), até ser atingida a altura final de 15 m prevista para cada banco
individual. A berma deixada entre cada banco é de 10 m.
A divisão dos alteamentos em quatro camadas não segue nenhuma regra, apenas dividiu-se os
230 m de material a ser lançado de maneira que inicialmente fosse lançada uma camada mais
fina de 5 m e o restante (225 m) em três camadas de 75 m , valor este que é múltiplo de cada
banco individual (15 m).
Na Figura 5.7 pode-se observar a situação da Cava da Mina do Cauê em 2008.
Figura 5.7 – Vista aérea da Cava da Mina do Cauê em 2008 (Vale, 2008)
90
Tabela 5.1 – Cenário 1 – Situação de operação com ru ≠ 0
CAMADA ESPESSURA DA CAMADA (m)
MATERIAL COTA �A (m)
ru CÍRCULO DE RUPTURA
1 5 Estéril sobre rejeito 880 0,4 (Xisto VI)
Estéril Projetado 0,2 (Rejeito)
1 5 Estéril sobre rejeito 880 0,4 (Xisto VI)
Estéril Novo 0,2 (Rejeito)
2 75 Estéril sobre estéril 880
0,4 (Xisto VI)
Estéril Projetado 0,2 (Rejeito)
0,4 (PDE Estéril Novo 1)
2 75 Estéril sobre estéril 880
0,4 (Xisto VI)
Estéril Novo 0,2 (Rejeito)
0,4 (PDE Estéril Novo 1)
3 75 Estéril sobre estéril 880
0,4 (Xisto VI)
Estéril Projetado 0,2 (Rejeito)
0,4 (PDE Estéril Novo 1 e 2)
3 75 Estéril sobre estéril 880
0,4 (Xisto VI)
Estéril Novo 0,2 (Rejeito)
0,4 (PDE Estéril Novo 1 e 2)
4 75 Estéril sobre estéril 880
0,4 (Xisto VI)
Estéril Novo 0,2 (Rejeito)
0,4 (PDE Estéril Novo 1, 2 e 3)
91
Tabela 5.2 – Cenário 2 – Situação com ru = 0
CAMADA ESPESSURA DA CAMADA (m)
MATERIAL COTA �A (m)
ru CÍRCULO DE RUPTURA
1 5 Enrocamento sobre rejeito 880 0 (em todos os materiais) Estéril Projetado
1 5 Enrocamento sobre rejeito 880 0 (em todos os materiais) Estéril Novo
2 75 Estéril sobre enrocamento 880 0 (em todos os materiais) Estéril Projetado
2 75 Estéril sobre enrocamento 880 0 (em todos os materiais) Estéril Novo
3 75 Estéril sobre estéril (camada 1 de
enrocamento) 880 0 (em todos os materiais) Estéril Projetado
3 75 Estéril sobre estéril (camada 1 de
enrocamento) 880 0 (em todos os materiais) Estéril Novo
4 75 Estéril sobre estéril (camada 1 de
enrocamento) 880 0 (em todos os materiais) Estéril Novo
92
Tabela 5.3 – Cenário 2 – Situação de operação com ru ≠ 0
CAMADA ESPESSURA DA CAMADA (m)
MATERIAL COTA �A (m)
ru CÍRCULO DE RUPTURA
1 5 Enrocamento sobre rejeito 880 0,4 (Xisto VI)
Estéril Projetado 0,2 (Rejeito)
1 5 Enrocamento sobre rejeito 880 0,4 (Xisto VI)
Estéril Novo 0,2 (Rejeito)
2 75 Estéril sobre enrocamento 880 0,4 (Xisto VI)
Estéril Projetado 0,2 (Rejeito)
2 75 Estéril sobre enrocamento 880 0,4 (Xisto VI)
Estéril Novo 0,2 (Rejeito)
3 75 Estéril sobre estéril (camada 1 de
enrocamento) 880
0,4 (Xisto VI)
Estéril Projetado 0,2 (Rejeito)
0,4 (PDE Estéril Novo 2)
3 75 Estéril sobre estéril (camada 1 de
enrocamento) 880
0,4 (Xisto VI)
Estéril Novo 0,2 (Rejeito)
0,4 (PDE Estéril Novo 2)
4 75 Estéril sobre estéril (camada 1 de
enrocamento) 880
0,4 (Xisto VI)
Estéril Novo 0,2 (Rejeito)
0,4 (PDE Estéril Novo 2 e 3)
93
Os estudos de estabilidade e tensão–deformação realizados neste trabalho consideraram os
efeitos do alteamento da PDE - Aba Oeste concomitante ao lançamento de estéril sobre os
rejeitos depositados na cava, desde a situação já estudada (cota 1100 m) até sua conformação
final. O tempo estimado para o alteamento final é de 20 anos, sendo 2 anos para a primeira
camada, 8 anos para a segunda, 6 anos para a terceira e 4 anos para a quarta camada. Este
tempo foi estimado em função da produção diária de estéril de 22.638 m3/dia (SPEC, 2004) e
do volume de material que a cava poderá receber no novo alteamento (aproximadamente 180
Mm3).
As análises de estabilidade e tensão–deformação foram realizadas utilizando os softwares
Slope/W e Sigma/W do pacote Geo-Studio, que permite a pesquisa de superfícies circulares e
não circulares pelo Método de Equilíbrio Limite (estabilidade dos taludes) e Método dos
Elementos Finitos para tensão-deformação. No estudo de estabilidade dos taludes, além do
método determinístico, fez-se também uma análise probabilística por meio do Método de
Monte Carlo, que já está inserido no software Slope/W, permitindo assim uma análise mais
real da situação de campo, devido à variabilidade dos materiais rejeito e estéril.
5.3 A�ÁLISE PROBABILÍSTICA CO�SIDERA�DO A VARIABILIDADE DOS PARÂMETROS GEOTÉC�ICOS
As análises de projeto devem considerar a variabilidade dos parâmetros geotécnicos. Num
estudo determinístico, a utilização de um parâmetro geotécnico único para o rejeito e/ou o
estéril não reflete o comportamento variável desses materiais. Nesse caso, a abordagem
probabilística é indicada por contemplar essa variabilidade, representando com eficiência o
comportamento do rejeito e/ou estéril (Espósito, 2000).
Existem vários métodos de análise probabilística e também vários programas que utilizam
estes métodos. No caso em estudo o programa utilizado é o Slope/W, no qual podem ser
executadas análises por meio de abordagem determinística ou probabilística. Para realização
das análises probabilísticas, o programa utiliza o Método de Monte Carlo com as opções de
distribuição: Normal, Log Normal, Uniforme, Triangular e Curva Generalizada. Nesse caso a
distribuição adotada foi a Triangular, pois restringe melhor o intervalo a ser analisado.
O Método de Monte Carlo consiste na geração simulada de conjuntos de valores das variáveis
probabilísticas envolvidas a partir de suas distribuições de probabilidade, de modo a calcular
94
um conjunto de valores da função estudada (no caso o FS) suficientemente amplo para a
obtenção de uma boa amostragem estatística. A probabilidade de falha será avaliada pela
razão entre a quantidade de insucessos e o número total de eventos simulados (Souza &
Vieira, 2007).
Os métodos de simulação têm grande importância como instrumentos em inúmeros projetos.
A simulação estocástica é um mecanismo de análise para avaliar modelos não-
determinísticos. Estes modelos, também chamados de modelos estocásticos, permitem a
representação de variáveis de incerteza e seus valores. Devido a estas variáveis de incerteza,
toda vez que um modelo não determinístico é avaliado, mesmo com os mesmos parâmetros
fornecidos, seu comportamento pode mudar. Cada avaliação calcula um valor diferente para
cada resultado do modelo. Após diversas execuções, estes resultados podem ser organizados
em histogramas de frequência, que são representações gráficas do número de vezes que cada
valor foi resultante em uma simulação (Muller, 2008).
O histograma pode ser visto como a função de distribuição de probabilidade dos resultados do
modelo. Além do FS, índice reconhecido nos estudos de estabilidade, informações sobre
probabilidade de risco e confiabilidade também são fornecidas. Probabilidade de risco é a
probabilidade de ocorrer um FS menor do que um valor crítico (FS < FSi) e confiabilidade R é
o complemento da probabilidade de risco. A soma da probabilidade de risco com a
confiabilidade deve perfazer um total de 1,0. Em uma análise de estabilidade o FS de
referência para a análise de risco é um (1,0), já que valores inferiores a esse valor significam
ruptura.
Conhecer a confiabilidade do FS, além do FSmédio, significa a possibilidade de uma
interpretação do comportamento mais realista, condizente com a grande variabilidade do
rejeito e/ou estéril.
5.4 JUSTIFICATIVA DA A�ÁLISE PROBABILÍSTICA PARA AVALIAÇÃO DO COMPORTAME�TO DA CAVA DA MI�A DO CAUÊ DURA�TE A DISPOSIÇÃO COMPARTILHADA
Segundo Espósito (2000), num estudo determinístico calcula-se o valor do FS considerando
somente os parâmetros médios, ou outro qualquer adotado, baseando-se no bom senso ou na
experiência do projetista. Se o valor obtido para o FS for superior a 1 (um), assume-se a
95
condição de não ruptura. Quanto maior o valor encontrado para o FS mais estável será
considerada a estrutura analisada. No caso de análises probabilísticas, além dos valores de FS
é calculada também suas probabilidades de ocorrência. A Figura 5.8 apresenta uma situação
hipotética em que o Fator de Segurança Médio (FSmédio) encontrado é o mesmo para duas
distribuições específicas, porém os desvios padrão encontrados são diferentes (∆FS1 ≠ ∆FS2),
o que se justifica pelas diferentes variabilidades dos parâmetros geotécnicos.
Consequentemente as probabilidades de risco também seriam diferentes. Por outro lado,
muitas vezes algumas análises revelam valores altos para FS, porém associados a baixos
valores de confiabilidade, ou seja, altas probabilidades de risco, e não podem ser interpretadas
como resultados que atestam maior segurança para a estrutura analisada. Entretanto, dentro
desse contexto, uma questão quase que filosófica poderia ser lançada: qual seria uma faixa de
consenso adotada na avaliação da probabilidade de risco? Para Espósito & Assis em 1998 e
Espósito & Assis em 1999, citado em Espósito (2000), uma faixa de aceitação para
probabilidade de risco varia de 1/104 a 1/105, no caso de barragens de rejeito.
Figura 5.8 – Situações de FS envolvendo a média e o desvio padrão (Espósito, 2000)
Baseado nessas ponderações pode-se dizer que a utilização dos métodos probabilísticos
permite analisar o comportamento de uma cava preenchida com estéril e rejeito,
contemplando a variabilidade dos materiais que preenchem a estrutura, o que resulta em uma
avaliação muito mais rigorosa. Dessa forma, os estudos realizados nessa dissertação,
contemplando análises probabilísticas, fornecem subsídios para uma interpretação mais
aproximada da condição real de campo.
96
CAPÍTULO 6 ________________________________________________________
6. A�ÁLISES DE ESTABILIDADE E TE�SÃO-DEFORMAÇÃO PARA
O �OVO ALTEAME�TO DA PDE
A aplicação da metodologia proposta no capítulo 5 exigiu a determinação dos parâmetros
geotécnicos dos materiais que seriam utilizados na disposição compartilhada. O conhecimento
destes parâmetros permitiu detectar a variabilidade de cada material. Como os parâmetros
utilizados foram obtidos a partir de vários relatórios, nem todos os materiais possuíam a
mesma gama de dados, restringindo assim a análise probabilística à variação apenas dos
dados do estéril.
6.1 PARÂMETROS GEOTÉC�ICOS
Os parâmetros de resistência ao cisalhamento, coesão (c’) e ângulo de atrito (φ’), assim como
os pesos específicos (γ) dos materiais de fundação utilizados nas análises de estabilidade
foram os mesmos utilizados no projeto do alteamento da PDE - Aba Oeste elaborado por
RDIZ (2008). É importante ressaltar que estes parâmetros são bem semelhantes aos usados
por Vale (2002) e por SPEC (2004).
Já os parâmetros do aterro (PDE - Estéril Novo) foram adotados com base nos estudos
realizados por SBC (2005), porém não foram utilizados os parâmetros médios como foi
apresentado em RDIZ (2008), mas parâmetros obtidos a partir de um estudo estatístico no
qual utilizou-se o software @RISK v.5.0, onde o melhor ajuste para os dados de entrada foi a
distribuição triangular (APÊNDICE D). Os dados utilizados no estudo estatístico são
resultados dos ensaios realizados nos materiais constituintes de várias pilhas do complexo
minerador de Itabira - MG, sendo estes resultados sintetizados em forma de gráfico e já
apresentados na Figura 4.17 e Figura 4.18.
Adotou-se também uma geração de acréscimo da poropressão e o mesmo foi simulado através
da variação do parâmetro ru. Este acréscimo da poropressão ocorreu no rejeito, no Xisto VI e
97
na PDE - Estéril Novo (a partir do lançamento da camada 2 sobre a camada 1). Os valores
utilizados foram baseados em ensaios realizados por SPEC (2004), SBC (2005) e Presotti
(2002).
Para as análises de tensão-deformação foram necessários parâmetros como peso específico
(γ), módulo de elasticidade (E), coeficiente de empuxo no repouso (k0) e coeficiente de
Poisson (υ). Os valores de peso específico foram os mesmos adotados nas análises de
estabilidade realizadas anteriormente. Já os módulos de elasticidade para o rejeito
(APÊNDICE E) foram adotados com base nos resultados de Presotti (2002). A utilização
destes dados partiu da semelhança das características do rejeito estudado por Presotti (2002)
quando comparadas às características do rejeito disposto na Cava da Mina do Cauê. Os
módulos para o aterro (PDE - Estéril Projetado e Estéril Novo) foram adotados de acordo com
SBC (2005). Os demais parâmetros (k0 e υ), além dos módulos de elasticidade da fundação,
foram estimados com base em valores usualmente utilizados na prática da engenharia
geotécnica.
A Tabela 6.1 apresenta todos os parâmetros adotados nas análises de estabilidade e tensão-
deformação.
6.2 CALIBRAÇÃO DO MÉTODO DE MO�TE CARLO
Com o objetivo de definir o número de iterações necessárias para a convergência do resultado,
com a menor faixa de variação, foram feitas algumas simulações de estabilidade no Slope/W
considerando o Método de Monte Carlo com valores escolhidos randomicamente dentro do
intervalo fornecido nos dados de entrada. A Tabela 6.2 à Tabela 6.4 apresentam os resultados
(FSmín., FSméd., FSmáx., e probabilidade de falha) obtidos nas simulações com 1.000, 10.000 e
100.000 iterações, respectivamente, considerando o final de construção, ou seja, o lançamento
de quatro camadas sobre o rejeito.
Comparando os resultados das quatro simulações, nas três situações (1.000, 10.000 e
100.000), realizadas para cada caso (estéril em todas as camadas, e enrocamento na camada 1
e estéril nas demais camadas), conclui-se que a menor variação acontece quando são feitas
100.000 iterações, ou seja, a convergência dos resultados fica evidenciada na pequena
variação dos dados de saída.
98
Tabela 6.1 – Parâmetros adotados nas análises de estabilidade e tensão-deformação
Parâmetros Geotécnicos
Descrição Classe de Maciço γγγγ(k�/m
3) c’ (kPa) (média)
Ø’ (0) (média) E (MPa) K0 υ ru
Modelo Análise (Slope/W)
Modelo Análise (Sigma/W)
Estéril – PDE Aba Oeste (PDE Nova - 1 a 4)
VI 18 0 a 47 (15,7)*
19 a 35 (29,7)*
40 0,5 0,3 0 e 0,4 Mohr-Coulomb Linear-elástico
Estéril – PDE Aba Oeste (PDE Projetada)
VI 18 0 a 47 (15,7)*
19 a 35 (29,7)*
50 0,5 0,3 0 Mohr-Coulomb Linear-elástico
Rejeito – Enchimento da Cava
não aplicável
22 0 32 20 (Rej. 1); 35 (Rej. 2) e 65 (Rej. 3)
0,5 0,3 0 e 0,2 Mohr-Coulomb Linear-elástico
Formação Ferrífera (FF) VI 30 60 36 10.000 0,5 0,3 0 Mohr-Coulomb Linear-elástico
Sericita Xistos – Aba Oeste (Xisto VI)
VI 19 20 20 10.000 0,5 0,3 0 e 0,4 Mohr-Coulomb Linear-elástico
Xistos/Gnaisses (rocha sã) indivisos do Grupo Nova
Lima (Xisto II) II 26 400 50 20.000 0,5 0,3 0 Mohr-Coulomb Linear-elástico
Enrocamento II 22 0 45 60 0,5 0,3 0 Mohr-Coulomb Linear-elástico
* Indica parâmetros médios obtidos a partir de um estudo estatístico (APÊNDICE D).
99
Tabela 6.2 – Simulação da estabilidade utilizando Monte Carlo com 1.000 iterações
Estéril em todas as camadas Enrocamento na camada 1 e estéril nas demais
camadas
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.620
Probabilidade de Falha (%) 0.1
Desvio Padrão 0.107
FSmin 0.99
FSmax 1.55
Total de iterações 1000
FSmed 1.34
Índice de confiança 2.605
Probabilidade de Falha (%) 0.3
Desvio Padrão 0.133
FSmin 0.99
FSmax 1.67
Total de iterações 1000
FSmed 1.29
Índice de confiança 2.677
Probabilidade de Falha (%) 0.3
Desvio Padrão 0.107
FSmin 0.96
FSmax 1.56
Total de iterações 1000
FSmed 1.35
Índice de confiança 2.615
Probabilidade de Falha (%) 0.3
Desvio Padrão 0.134
FSmin 0.96
FSmax 1.70
Total de iterações 1000
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.521
Probabilidade de Falha (%) 0.5
Desvio Padrão 0.110
FSmin 0.96
FSmax 1.59
Total de iterações 1000
FSmed 1.35
Índice de confiança 2.639
Probabilidade de Falha (%) 0.4
Desvio Padrão 0.134
FSmin 0.98
FSmax 1.67
Total de iterações 1000
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.593
Probabilidade de Falha (%) 0.2
Desvio Padrão 0.109
FSmin 0.97
FSmax 1.56
Total de iterações 1000
FSmed 1.34
Índice de confiança 2.717
Probabilidade de Falha (%) 0
Desvio Padrão 0.127
FSmin 1.00
FSmax 1.68
Total de iterações 1000
100
Tabela 6.3 – Simulação da estabilidade utilizando Monte Carlo com 10.000 iterações
Estéril em todas as camadas Enrocamento na camada 1 e estéril nas demais
camadas
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.636
Probabilidade de Falha (%) 0.18
Desvio Padrão 0.105
FSmin 0.93
FSmax 1.60
Total de iterações 10000
FSmed 1.35
Índice de confiança 2.631
Probabilidade de Falha (%) 0.22
Desvio Padrão 0.131
FSmin 0.93
FSmax 1.70
Total de iterações 10000
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.590
Probabilidade de Falha (%) 0.26
Desvio Padrão 0.107
FSmin 0.93
FSmax 1.60
Total de iterações 10000
FSmed 1.35
Índice de confiança 2.618
Probabilidade de Falha (%) 0.17
Desvio Padrão 0.132
FSmin 0.95
FSmax 1.71
Total de iterações 10000
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.600
Probabilidade de Falha (%) 0.33
Desvio Padrão 0.107
FSmin 0.91
FSmax 1.60
Total de iterações 10000
FSmed 1.35
Índice de confiança 2.613
Probabilidade de Falha (%) 0.24
Desvio Padrão 0.132
FSmin 0.94
FSmax 1.72
Total de iterações 10000
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.629
Probabilidade de Falha (%) 0.24
Desvio Padrão 0.106
FSmin 0.90
FSmax 1.60
Total de iterações 10000
FSmed 1.34
Índice de confiança 2.621
Probabilidade de Falha (%) 0.12
Desvio Padrão 0.131
FSmin 0.92
FSmax 1.72
Total de iterações 10000
101
Tabela 6.4 – Simulação da estabilidade utilizando Monte Carlo com 100.000 iterações
Estéril em todas as camadas Enrocamento na camada 1 e estéril nas demais
camadas
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.629
Probabilidade de Falha (%) 0.279
Desvio Padrão 0.106
FSmin 0.89
FSmax 1.62
Total de iterações 100000
FSmed 1.35
Índice de confiança 2.648
Probabilidade de Falha (%) 0.172
Desvio Padrão 0.131
FSmin 0.91
FSmax 1.75
Total de iterações 100000
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.625
Probabilidade de Falha (%) 0.285
Desvio Padrão 0.106
FSmin 0.91
FSmax 1.64
Total de iterações 100000
FSmed 1.34
Índice de confiança 2.626
Probabilidade de Falha (%) 0.176
Desvio Padrão 0.131
FSmin 0.91
FSmax 1.74
Total de iterações 100000
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.631
Probabilidade de Falha (%) 0.259
Desvio Padrão 0.106
FSmin 0.90
FSmax 1.64
Total de iterações 100000
FSmed 1.35
Índice de confiança 2.633
Probabilidade de Falha (%) 0.204
Desvio Padrão 0.131
FSmin 0.91
FSmax 1.75
Total de iterações 100000
FSmed 1.28
Índice de confiança 2.631
Probabilidade de Falha (%) 0.268
Desvio Padrão 0.106
FSmin 0.89
FSmax 1.61
Total de iterações 100000
FSmed 1.35
Índice de confiança 2.646
Probabilidade de Falha (%) 0.177
Desvio Padrão 0.131
FSmin 0.93
FSmax 1.73
Total de iterações 100000
102
6.3 RESULTADOS E A�ÁLISES
Na análise de estabilidade os critérios adotados comumente na engenharia consideram uma
estrutura estável e segura quando o FS for maior que 1,3 para a fase de operação e FS maior
que 1,5 para o fechamento e/ou desativação. E no caso da análise probabilística, a
probabilidade de falha deve ser menor que 1/10.000, ou seja, 0,01%, podendo ser aceita,
dependendo da situação, uma probabilidade de falha de 1/1.000, ou seja, 0,1%. Mas esta
situação deve ser analisada com critério e quantificando os possíveis danos que podem ser
causados caso a probabilidade de falha se confirme. Nas análises de tensão-deformação não
será adotado um deslocamento máximo da altura final de projeto. Porém, deve-se analisar
com critério os casos de deslocamentos que podem ocorrer durante as fases de alteamento das
camadas intermediárias, pois esses deslocamentos podem causar trincas e induzir uma
superfície de ruptura passando por uma dessas trincas.
6.3.1 SITUAÇÃO I�ICIAL DA CAVA DA MI�A DO CAUÊ
A situação inicial para o alteamento da PDE – Estéril Novo foi considerada a partir do último
estudo feito por RDIZ (2008) em que a PDE é alteada até a cota 1100 m e todo o excesso de
poropressão foi dissipado (ru= 0) antes do novo alteamento. O NA foi adotado na cota 880 m,
como justificado anteriormente no item 5.1. A Figura 6.1 e Figura 6.2 apresentam o resultado
da nova análise de estabilidade realizada.
Analisando a Figura 6.1, que é o ponto de partida para o novo alteamento, nota-se que o
FSBishop é maior que 1,5 e atende ao critério de fechamento e/ou desativação. Porém, a Figura
6.2 apresenta o resultado da análise probabilística em que o FSmédio é 1,49 e sua probabilidade
de falha é 0,214% ou 2/1.000. Apesar do resultado estar acima do valor máximo aceito que é
0,01% ou 1/10.000, o mesmo é considerado satisfatório, desde que, caso ocorra uma
instabilidade do talude analisado, as consequências sejam de pequenas proporções não
causando mortes nem danos ambientais.
103
1.57
PDE - Estéri l Projetado
Formação Ferríf era (FF)Xisto VI
RejeitoXisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevaçã
o (m) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.1 - Cava na situação inicial – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
0.94 1.06 1.18 1.30 1.42 1.54 1.66 1.78 1.90 2.02
FSméd 1,4913
FSmáx 2,0397
FSmín 0,9191Prob. Falha (%) 0,2140
Índice de Confiança 2,4700Desvio Padrão 0,1990
Total de iterações 100.000
Figura 6.2 – Situação inicial - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha
104
6.3.2 ESTABILIDADE - ALTEAME�TO SÓ COM ESTÉRIL E GERAÇÃO DE ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru ≠ 0)
A simulação do alteamento neste caso considerou apenas o lançamento de estéril com
acréscimo de poropressão (ru ≠ 0) durante os alteamentos. Este alteamento está dividido em
quatro camadas, sendo a primeira de 5 m e as demais de 75 m. Em cada alteamento verificou-
se a possibilidade de ruptura tanto no estéril projetado quanto no estéril novo (estabilidade
local). Não se obteve nenhum resultado de instabilidade global.
As análises a seguir consideraram uma situação de operação com valor de ru ≠ 0 para três
materiais (ru = 0,4 - Estéril Novo; ru = 0,2 - Rejeito e ru = 0,4 - Xisto VI) e ru = 0 nos demais
(Estéril Projetado, Formação Ferrífera e Xisto II). A cota do NA foi mantida na elevação 880
m e os resultados das análises com os respectivos círculos de ruptura estão apresentados da
Figura 6.3 à Figura 6.16.
A Figura 6.3 e a Figura 6.4 mostram os resultados da simulação do lançamento de uma
camada de 5 m de estéril sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Projetado. Neste caso a
variação do parâmetro ru fez com que o círculo de ruptura passasse pela fundação e pelo
rejeito, e não somente pela PDE – Estéril Projetado. Analisando a Figura 6.3 e a Figura 6.4
nota-se que o FS após o lançamento da primeira camada de estéril é maior ou igual a 1,3 tanto
na análise determinística quanto na probabilística, atendendo ao critério de operação, que é a
situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão. E sua probabilidade de falha
de 0% indica que não há FS < 1 para este caso, ou seja, não há ruptura nesta situação.
1.34
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.3 - Lançamento da camada 1 – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado
105
Função Densidade de ProbabilidadeFrequência(%
)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.005 1.065 1.125 1.185 1.245 1.305 1.365 1.425 1.485 1.545
FSméd 1,2954
FSmáx 1,5107
FSmín 1,0566Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 3,3420Desvio Padrão 0,0880
Total de iterações 100.000
Figura 6.4 – Lançamento da camada 1 - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha
A Figura 6.5 e a Figura 6.6 mostram os resultados da simulação do lançamento de uma
camada de 5 m de estéril sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Novo. Analisando a Figura
6.5 e a Figura 6.6 nota-se que o FS após o lançamento da primeira camada de estéril é maior
que 1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística, atendendo ao critério de
operação, que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão. E sua
probabilidade de falha de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.
A Figura 6.7 e a Figura 6.8 mostram os resultados da simulação do alteamento da segunda
camada de 75 m de estéril sobre a primeira camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Projetado. Neste caso o lançamento da segunda camada fez com que o círculo de
ruptura voltasse a passar pela PDE – Estéril Projetado e não mais pela fundação e pelo rejeito.
Analisando a Figura 6.7 e a Figura 6.8 nota-se que o FS após o lançamento da segunda
camada de estéril é maior que 1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística,
atendendo ao critério de operação, que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de
poropressão. A probabilidade de falha obtida é 0,028% ou 3/10.000, que está próximo do
valor aceitável que é 0,01% ou 1/10.000.
106
1 . 7 8
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
P D E - E s t é r il N o v o 1
R e je it o
X is t o I I ( R o c h a s ã )
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
1.78
PDE - Estéril Novo 1
RejeitoXisto II (Rocha sã)
Figura 6.5 - Lançamento da camada 1 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.205 1.345 1.485 1.625 1.765 1.905 2.045 2.185 2.325 2.465
FSméd 1,8710
FSmáx 2,4999
FSmín 1,3283Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 4,0390Desvio Padrão 0,2160
Total de iterações 100.000
Figura 6.6 – Lançamento da camada 1 - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha
107
1.61
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)
Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.7 - Lançamento da camada 2 – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
0.98 1.10 1.22 1.34 1.46 1.58 1.70 1.82 1.94 2.06
FSméd 1,5505
FSmáx 2,1411
FSmín 0,9676Prob. Falha (%) 0,0280
Índice de Confiança 2,6970Desvio Padrão 0,2040
Total de iterações 100.000
Figura 6.8 – Lançamento da camada 2 - Análise probabilística do FS e probabilidade de falha
A Figura 6.9 e a Figura 6.10 mostram os resultados da simulação do alteamento da segunda
camada de 75 m de estéril sobre a primeira camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Novo. Nota-se que o FS após o lançamento da segunda camada de estéril é maior que
1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística. Esta condição atende ao critério
de operação, que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão e sua
probabilidade de falha de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.
108
1.72
PDE - Estéril ProjetadoPDE - Estéril Novo 1
PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.9 - Lançamento da camada 2 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.415 1.475 1.535 1.595 1.655 1.715 1.775 1.835 1.895 1.955
FSméd 1,6951
FSmáx 1,9653
FSmín 1,4018Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 8,1190Desvio Padrão 0,0860
Total de iterações 100.000
Figura 6.10 – Lançamento da camada 2 - Análise probabilística do FS e probabilidade de
falha
A Figura 6.11 e a Figura 6.12 mostram os resultados da simulação do alteamento da terceira
camada de 75 m de estéril sobre a segunda camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Projetado. Neste caso o lançamento da terceira camada fez com que o círculo de
ruptura permanecesse na PDE – Estéril Projetado e que maior atenção deve ser dada ao talude
da PDE – Estéril Novo, uma vez que o mesmo acabou de ser formado.
Analisando a Figura 6.11 e a Figura 6.12 nota-se que o FS após o lançamento da terceira
camada de estéril é maior que 1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística,
atendendo ao critério de operação, que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de
poropressão. Sua probabilidade de falha é 0,008% ou 1/10.000 e é igual ao valor máximo
aceitável que é 0,01% ou 1/10.000.
109
1.71
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.11 - Lançamento da camada 3 – Análise determinística na PDE - Estéril Projetado
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
0.995 1.135 1.275 1.415 1.555 1.695 1.835 1.975 2.115 2.255
FSméd 1,6551
FSmáx 2,3314
FSmín 0,9944Prob. Falha (%) 0,0080
Índice de Confiança 2,9350Desvio Padrão 0,2230
Total de iterações 100.000
Figura 6.12 – Lançamento da camada 3 - Análise probabilística do FS e probabilidade de
falha
A Figura 6.13 e a Figura 6.14 mostram os resultados da simulação do alteamento da terceira
camada de 75 m de estéril sobre a segunda camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Novo. Nota-se que o FS após o lançamento da terceira camada de estéril é maior que
1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística, atendendo ao critério de operação,
que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão e sua probabilidade de
falha de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.
110
1.60
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.13 - Lançamento da camada 3 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.045 1.145 1.245 1.345 1.445 1.545 1.645 1.745 1.845 1.945
FSméd 1,5175
FSmáx 1,9854
FSmín 1,0297Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 3,7380Desvio Padrão 0,1380
Total de iterações 100.000
Figura 6.14 – Lançamento da camada 3 - Análise probabilística do FS e probabilidade de
falha
A Figura 6.15 e a Figura 6.16 mostram os resultados da simulação do alteamento da quarta
camada de 75 m de estéril sobre a terceira camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Novo. Nota-se que o FS após o lançamento da quarta camada de estéril é maior que
1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística, atendendo ao critério de operação,
que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão e sua probabilidade de
falha de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.
111
1.59
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.15 - Lançamento da camada 4 – Análise determinística na PDE - Estéril Novo
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
20
1.065 1.165 1.265 1.365 1.465 1.565 1.665 1.765 1.865 1.965
FSméd 1,4996
FSmáx 1,8967
FSmín 1,0433Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 3,8850Desvio Padrão 0,1290
Total de iterações 100.000
Figura 6.16 – Lançamento da camada 4 - Análise probabilística do FS e probabilidade de
falha
Após simular todos os alteamentos com ru ≠ 0 em alguns materiais e analisar os resultados dos
fatores de segurança, tanto determinísticos quanto probabilísticos, gerou-se os gráficos da
Figura 6.17 e da Figura 6.18 onde observa-se que há um acréscimo do FS na PDE – Estéril
Projetado e um decréscimo do FS na PDE – Estéril Novo. Este acréscimo do FS mostra que o
novo alteamento é estabilizante para a PDE – Estéril Projetado.
112
Figura 6.17 - Fator de segurança por Bishop – ru ≠ 0 – Alteamento só com estéril
Figura 6.18 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru ≠ 0 – Alteamento só
com estéril
Na Figura 6.17 e na Figura 6.18 nota-se também que a partir do alteamento da segunda
camada todos os fatores de segurança são superiores a 1,5, portanto, caso o lançamento de
estéril precise ser interrompido a partir desta camada a estrutura atende ao critério de
fechamento e/ou desativação, mesmo apresentando geração de acréscimos de poropressão.
A Tabela 6.5 apresenta um resumo dos valores do FS obtidos para simulações considerando a
situação com valor de ru ≠ 0.
113
Tabela 6.5 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru ≠ 0
Descrição Análise ru FS(Bishop)
(Determinístico)
FSmédio
(Probabilístico)
Probabilidade
de Falha (FS<1)
Camada 1 (estéril)
PDE – Estéril
Projetado ≠ 0
1,34
(Fig. 6.3)
1,30
(Fig. 6.4) 0
Camada 1 (estéril)
PDE – Estéril Novo
≠ 0 1,78
(Fig. 6.5)
1,87
(Fig. 6.6) 0
Camada 2 (estéril)
PDE – Estéril
Projetado ≠ 0
1,61
(Fig. 6.7)
1,55
(Fig. 6.8) 3/10.000
Camada 2 (estéril)
PDE – Estéril Novo
≠ 0 1,72
(Fig. 6.9)
1,70
(Fig. 6.10) 0
Camada 3 (estéril)
PDE – Estéril
Projetado ≠ 0
1,71
(Fig. 6.11)
1,66
(Fig. 6.12) 1/10.000
Camada 3 (estéril)
PDE – Estéril Novo
≠ 0 1,60
(Fig. 6.13)
1,52
(Fig. 6.14) 0
Camada 4 (estéril)
PDE – Estéril Novo
≠ 0 1,59
(Fig. 6.15)
1,50
(Fig. 6.16) 0
6.3.3 ESTABILIDADE - ALTEAME�TO COM E�ROCAME�TO E ESTÉRIL
A simulação dos alteamentos considerou o lançamento de enrocamento na primeira camada
de 5 m e estéril nas demais camadas de 75 m. Em cada alteamento verificou-se a
possibilidade de ruptura tanto no estéril projetado quanto no enrocamento e/ou estéril novo
(estabilidade local). Não se obteve nenhum resultado de instabilidade global.
Foram simuladas duas situações sendo a primeira considerando que não há geração de
acréscimo de poropressão (ru = 0), ou seja, a camada de enrocamento dissipa toda a
poropressão gerada durante o alteamento. E a segunda com geração de acréscimo de
poropressão (ru ≠ 0) durante os alteamentos.
114
6.3.3.1 SITUAÇÃO SEM ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru = 0)
As análises a seguir consideraram uma situação com ru = 0 em todos os materiais e cota do
NA, como no estudo anterior, na elevação 880 m. Os resultados das análises com os
respectivos círculos de ruptura estão apresentados da Figura 6.19 à Figura 6.31.
A Figura 6.19 e a Figura 6.20 mostram os resultados da simulação do lançamento de uma
camada de 5 m de enrocamento sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Projetado.
Analisando a Figura 6.19 nota-se que o FSBishop após o lançamento da camada de enrocamento
é maior que 1,5 e atende ao critério de fechamento e/ou desativação. Porém, na Figura 6.20
(análise probabilística), apesar do FSmédio ser igual a 1,5, sua probabilidade de falha (0,227%
ou 2/1.000) está acima do valor máximo aceito que é 0,01% ou 1/10.000. Esse resultado está
acima do valor máximo aceito, mas o mesmo é considerado satisfatório , desde que, caso
ocorra uma instabilidade do talude analisado, as consequências sejam de pequenas proporções
não causando mortes nem danos ambientais.
1.57
PDE - Estéri l Projetado Rejeito
Formação Ferrífera (FF) Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.19 - Lançamento da camada 1 (enrocamento) – Análise determinística na PDE -
Estéril Projetado
115
Função Densidade de ProbabilidadeFrequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
0.94 1.06 1.18 1.30 1.42 1.54 1.66 1.78 1.90 2.02
FSméd 1,4968
FSmáx 2,0693
FSmín 0,9196Prob. Falha (%) 0,2270
Índice de Confiança 2,4840Desvio Padrão 0,2000
Total de iterações 100.000
Figura 6.20 – Lançamento da camada 1 (enrocamento) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
A Figura 6.21 mostra o resultado da simulação do lançamento de uma camada de 5 m de
enrocamento sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Novo e nota-se que o FSBishop após o
lançamento da camada de enrocamento é maior que 1,5, atendendo ao critério de fechamento
e/ou desativação. Porém, neste caso, não foi possível realizar uma análise probabilística do
lançamento do enrocamento sobre o rejeito porque, por falta de dados disponíveis, não foi
estabelecida uma faixa de variação para estes materiais e, portanto, o programa só apresenta o
resultado determinístico.
Vale ressaltar que para a simulação deste alteamento foi preciso adotar o valor de coesão do
enrocamento igual a um, pois, simulando com o valor de coesão igual a zero ocorre o
chamado “efeito casquinha”, onde se dá o rompimento precoce do talude antes da
mobilização do ângulo de atrito.
A Figura 6.22 e a Figura 6.23 mostram os resultados da simulação do alteamento da segunda
camada de 75 m de estéril sobre a primeira camada de enrocamento e análise na PDE – Estéril
Projetado. Nota-se que o FSBishop (Figura 6.22) após o lançamento da camada de estéril sobre
o enrocamento é maior que 1,5 e atende ao critério de fechamento e/ou desativação. Na Figura
6.23 (análise probabilística) o FSmédio é maior que 1,5 e sua probabilidade de falha (0,03% ou
3/10.000) está próximo do valor aceitável que é 0,01% ou 1/10.000.
116
1 . 9 6
R e je it o
Xis t o I I ( Ro c h a s ã )
E n r oc a m e n t o
PDE - Estéril Projetado
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
1.96
RejeitoXisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Figura 6.21 – Lançamento da camada 1 (enrocamento) – Análise determinística no
enrocamento
1.60
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 100
0)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.22 - Lançamento da camada 2 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Projetado
117
Função Densidade de ProbabilidadeFrequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
0.915 1.055 1.195 1.335 1.475 1.615 1.755 1.895 2.035 2.175
FSméd 1,5614
FSmáx 2,1706
FSmín 0,9607Prob. Falha (%) 0,0300
Índice de Confiança 2,7440Desvio Padrão 0,2050
Total de iterações 100.000
Figura 6.23 – Lançamento da camada 2 (estéril) Análise probabilística do FS e probabilidade
de falha
A Figura 6.24 e a Figura 6.25 mostram os resultados da simulação do alteamento da segunda
camada de 75 m de estéril sobre a primeira camada de enrocamento e análise na PDE – Estéril
Novo.
Analisando a Figura 6.24 observa-se que o FSBishop após o lançamento da camada de estéril
sobre o enrocamento é maior que 1,5 e atende ao critério de fechamento e/ou desativação. Na
Figura 6.25 (análise probabilística) além do FSmédio ser maior que 1,5 sua probabilidade de
falha de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.
2.00
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1
000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.24 - Lançamento da camada 2 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo
118
Função Densidade de ProbabilidadeFrequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.21 1.37 1.53 1.69 1.85 2.01 2.17 2.33 2.49 2.65
FSméd 1,9486
FSmáx 2,7220
FSmín 1,1787Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 3,7040Desvio Padrão 0,2560
Total de iterações 100.000
Figura 6.25 – Lançamento da camada 2 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
A Figura 6.26 e a Figura 6.27 mostram os resultados da simulação do alteamento da terceira
camada de 75 m de estéril sobre a segunda camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Projetado. Nota-se que o FS após o lançamento da terceira camada de estéril é maior
que 1,5 tanto na análise determinística quanto na probabilística, atendendo ao critério de
fechamento e/ou desativação. A probabilidade de falha (0,019% ou 2/10.000) está próximo do
valor aceitável que é 0,01% ou 1/10.000.
1.70
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.26 - Lançamento da camada 3 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Projetado
119
Função Densidade de ProbabilidadeFrequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
0.90 1.06 1.22 1.38 1.54 1.70 1.86 2.02 2.18 2.34
FSméd 1,6455
FSmáx 2,3463
FSmín 0,9467Prob. Falha (%) 0,0190
Índice de Confiança 2,8830Desvio Padrão 0,2240
Total de iterações 100.000
Figura 6.27 – Lançamento da camada 3 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
A Figura 6.28 e a Figura 6.29 mostram os resultados da simulação do alteamento da terceira
camada de 75 m de estéril sobre a segunda camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Novo. Nota-se que o FS é maior que 1,5 tanto na análise determinística quanto na
probabilística, atendendo ao critério de fechamento e/ou desativação. A probabilidade de falha
de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.
A Figura 6.30 e a Figura 6.31 mostram os resultados da simulação do alteamento da quarta
camada de 75 m de estéril sobre a terceira camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Novo.
Analisando a Figura 6.30 nota-se que o FSBishop após o lançamento da quarta camada de estéril
é maior que 1,5 e atende ao critério de fechamento e/ou desativação. Na Figura 6.31 (análise
probabilística) o FSmédio é maior que 1,5 e sua probabilidade de falha de 0% indica que não há
FS < 1 para este caso.
120
1.90
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.28 - Lançamento da camada 3 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.205 1.345 1.485 1.625 1.765 1.905 2.045 2.185 2.325 2.465
FSméd 1,8204
FSmáx 2,4664
FSmín 1,1720Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 4,1960Desvio Padrão 0,1960
Total de iterações 100.000
Figura 6.29 – Lançamento da camada 3 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
121
1.86
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m) (x 10
00)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.30 - Lançamento da camada 4 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.25 1.37 1.49 1.61 1.73 1.85 1.97 2.09 2.21 2.33
FSméd 1,7640
FSmáx 2,2824
FSmín 1,2211Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 4,8170Desvio Padrão 0,1590
Total de iterações 100.000
Figura 6.31 – Lançamento da camada 4 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
122
Após simular todos os alteamentos com o parâmetro ru = 0 e analisar os resultados dos fatores
de segurança, tanto determinísticos quanto probabilísticos, gerou-se os gráficos da Figura 6.32
e da Figura 6.33 onde observa-se que há um acréscimo do FS na PDE – Estéril Projetado e
um decréscimo do FS na PDE – Estéril Novo. Este acréscimo do FS mostra que o novo
alteamento é estabilizante para a PDE – Estéril Projetado, como no caso anterior.
Figura 6.32 - Fator de segurança por Bishop – ru = 0 – Alteamento com enrocamento e estéril
Figura 6.33 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru = 0 – Alteamento com
enrocamento e estéril
A Tabela 6.6 apresenta um resumo dos valores do FS obtidos para simulações considerando a
situação com valor de ru = 0.
123
Tabela 6.6 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru = 0
Descrição Análise ru FS(Bishop)
(Determinístico)
FSmédio
(Probabilístico)
Probabilidade
de Falha (FS<1)
Camada 1 (enrocamento)
PDE – Estéril
Projetado 0
1,57
(Fig. 6.19)
1,50
(Fig. 6.20) 2/1.000
Camada 1 (enrocamento)
Enroca-mento
0 1,96
(Fig. 6.21) - -
Camada 2 (estéril)
PDE – Estéril
Projetado 0
1,60
(Fig. 6.22)
1,56
(Fig. 6.23) 3/10.000
Camada 2 (estéril)
PDE – Estéril Novo
0 2,00
(Fig. 6.24)
1,95
(Fig. 6.25) 0
Camada 3 (estéril)
PDE – Estéril
Projetado 0
1,70
(Fig. 6.26)
1,65
(Fig. 6.27) 2/10.000
Camada 3 (estéril)
PDE – Estéril Novo
0 1,90
(Fig. 6.28)
1,82
(Fig. 6.29) 0
Camada 4 (estéril)
PDE – Estéril Novo
0 1,86
(Fig. 6.30)
1,76
(Fig. 6.31) 0
6.3.3.2 SITUAÇÃO COM ACRÉSCIMO DE POROPRESSÃO (ru ≠ 0)
As análises a seguir consideraram uma situação com parâmetro ru ≠ 0 em três materiais (ru =
0,4 - Estéril Novo; ru = 0,2 - Rejeito e ru = 0,4 - Xisto VI) e ru = 0 nos demais (Estéril
Projetado, Formação Ferrífera, Xisto II, Enrocamento). Igualmente às análises anteriores, a
cota do NA foi mantida na elevação 880 m.
Os resultados das análises com os respectivos círculos de ruptura estão apresentados da
Figura 6.34 à Figura 6.46.
A Figura 6.34 e a Figura 6.35 mostram os resultados da simulação do lançamento de uma
camada de 5 m de enrocamento sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Projetado. Neste
caso a variação do parâmetro ru faz com que o círculo de ruptura passe pela fundação e pelo
rejeito, e não somente pela PDE – Estéril Projetado. Esta situação também foi observada no
lançamento da camada 1 de estéril na Figura 6.3.
124
Analisando a Figura 6.34 e a Figura 6.35 nota-se que o FS após o lançamento da primeira
camada de enrocamento é maior que 1,3 tanto na análise determinística quanto na
probabilística, atendendo ao critério de operação, que é a situação em que ocorre a geração do
acréscimo de poropressão e sua probabilidade de falha de 0% indica que não há FS < 1 para
este caso.
1.38
PDE - Estéril Projetado
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)
Xisto VIXisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.34 - Lançamento da camada 1 (enrocamento) – Análise determinística na PDE -
Estéril Projetado
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.075 1.135 1.195 1.255 1.315 1.375 1.435 1.495 1.555 1.615
FSméd 1,3407
FSmáx 1,5715
FSmín 1,0920Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 3,6570Desvio Padrão 0,0930
Total de iterações 100.000
Figura 6.35 – Lançamento da camada 1 (enrocamento) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
125
A Figura 6.36 mostra o resultado do lançamento de uma camada de 5 m de enrocamento
sobre o rejeito e análise na PDE – Estéril Novo. Nota-se que o FSBishop após o lançamento da
camada de enrocamento é maior que 1,3 e atende ao critério de operação, que é a situação em
que ocorre a geração do acréscimo de poropressão. Porém, como no caso da Figura 6.5, não
há como fazer uma análise probabilística do lançamento do enrocamento sobre o rejeito
porque não foi estabelecida uma faixa de variação para estes materiais e, portanto, o programa
só apresenta o resultado determinístico.
Vale ressaltar que foi adotada nesta simulação a mesma consideração anterior a respeito do
valor da coesão do enrocamento, pois ao realizar as simulações com o valor de coesão igual a
zero ocorre o chamado “efeito casquinha”, onde se dá o rompimento precoce do talude antes
da mobilização do ângulo de atrito.
1 . 5 9
PDE - Estéril Projetado Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
EnrocamentoE n r o c am e n t o
X is t o I I ( Ro c h a s ã )
R e je it o
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 100
0)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
1.59
Enrocamento
Xisto II (Rocha sã)Rejeito
Figura 6.36 – Lançamento da camada 1 (enrocamento) – Análise determinística no
enrocamento
A Figura 6.37 e a Figura 6.38 mostram os resultados da simulação do alteamento da segunda
camada de 75 m de estéril sobre a primeira camada de enrocamento e análise na PDE – Estéril
126
Projetado. Analisando a Figura 6.37 nota-se que o FSBishop após o lançamento da segunda
camada de estéril é maior que 1,3 e atende ao critério de operação, que é a situação em que
ocorre a geração do acréscimo de poropressão. Na Figura 6.38 (análise probabilística) o
FSmédio é maior que 1,3 e sua probabilidade de falha (0,028% ou 3/10.000) está próximo do
valor aceitável que é 0,01% ou 1/10.000.
1.61
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m) (x 10
00)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.37 - Lançamento da camada 2 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Projetado
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
0.99 1.11 1.23 1.35 1.47 1.59 1.71 1.83 1.95 2.07
FSméd 1,5503
FSmáx 2,1204
FSmín 0,9680Prob. Falha (%) 0,0280
Índice de Confiança 2,6890Desvio Padrão 0,2050
Total de iterações 100.000
Figura 6.38 – Lançamento da camada 2 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
127
Os resultados da simulação do alteamento da segunda camada de 75 m de estéril sobre a
primeira camada de enrocamento e análise na PDE – Estéril Novo são apresentados na Figura
6.39 e na Figura 6.40. Nota-se que o FSBishop após o lançamento da segunda camada de estéril
é maior que 1,3 e atende ao critério de operação, que é a situação em que ocorre a geração do
acréscimo de poropressão. Na Figura 6.40 (análise probabilística), além do FSmédio ser maior
que 1,3, sua probabilidade de falha de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.
1.95
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.39 - Lançamento da camada 2 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.645 1.705 1.765 1.825 1.885 1.945 2.005 2.065 2.125 2.185
FSméd 1,9206
FSmáx 2,1626
FSmín 1,6621Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 1,0472Desvio Padrão 0,0880
Total de iterações 100.000
Figura 6.40 – Lançamento da camada 2 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
A Figura 6.41 e a Figura 6.42 mostram os resultados da simulação do alteamento da terceira
camada de 75 m de estéril sobre a segunda camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Projetado. Analisando a Figura 6.41 nota-se que o FSBishop após o lançamento da
128
terceira camada de estéril é maior que 1,3 e atende ao critério de operação, que é a situação
em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão. Na Figura 6.42 (análise probabilística)
o FSmédio é maior que 1,3 e sua probabilidade de falha (0,012% ou 1/10.000) está de acordo
com o valor aceitável que é 0,01% ou 1/10.000.
1.70
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.41 - Lançamento da camada 3 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Projetado
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
0.985 1.125 1.265 1.405 1.545 1.685 1.825 1.965 2.105 2.245
FSméd 1,6530
FSmáx 2,3359
FSmín 0,9597Prob. Falha (%) 0,0120
Índice de Confiança 2,9170Desvio Padrão 0,2240
Total de iterações 100.000
Figura 6.42 – Lançamento da camada 3 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
129
A Figura 6.43 e a Figura 6.44 mostram os resultados da simulação do alteamento da terceira
camada de 75 m de estéril sobre a segunda camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Novo. Analisando a Figura 6.43 nota-se que o FSBishop após o lançamento da terceira
camada de estéril é maior que 1,3 e atende ao critério de operação, que é a situação em que
ocorre a geração do acréscimo de poropressão. Na Figura 6.44 (análise probabilística) o
FSmédio é maior que 1,3 e sua probabilidade de falha de 0% indica que não há FS < 1 para este
caso.
1.70
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.43 - Lançamento da camada 3 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.08 1.20 1.32 1.44 1.56 1.68 1.80 1.92 2.04 2.16
FSméd 1,6109
FSmáx 2,1369
FSmín 1,0600Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 3,2400Desvio Padrão 0,1890
Total de iterações 100.000
Figura 6.44 – Lançamento da camada 3 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
130
A Figura 6.45 e a Figura 6.46 mostram os resultados da simulação do alteamento da quarta
camada de 75 m de estéril sobre a terceira camada, também de estéril, e análise na PDE –
Estéril Novo. Nota-se que o FSBishop após o lançamento da quarta camada de estéril é maior
que 1,3 tanto na análise determinística quanto na probabilística, atendendo ao critério de
operação, que é a situação em que ocorre a geração do acréscimo de poropressão. Sua
probabilidade de falha de 0% indica que não há FS < 1 para este caso.
1.63
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.45 - Lançamento da camada 4 (estéril) – Análise determinística na PDE - Estéril
Novo
Função Densidade de Probabilidade
Frequência (%)
Fator de Segurança
0
5
10
15
1.065 1.165 1.265 1.365 1.465 1.565 1.665 1.765 1.865 1.965
FSméd 1,5397
FSmáx 2,0048
FSmín 1,0465Prob. Falha (%) 0,0000
Índice de Confiança 3,4230Desvio Padrão 0,1580
Total de iterações 100.000
Figura 6.46 – Lançamento da camada 4 (estéril) - Análise probabilística do FS e
probabilidade de falha
131
Após simular todos os alteamentos com parâmetro ru ≠ 0 em alguns materiais e analisar os
resultados dos fatores de segurança, tanto determinísticos quanto probabilísticos, gerou-se os
gráficos da Figura 6.47 e da Figura 6.48 onde observa-se que há um acréscimo do FS na PDE
– Estéril Projetado e um decréscimo do FS na PDE – Estéril Novo. Este acréscimo do FS
mostra que o novo alteamento é estabilizante para a PDE – Estéril Projetado, como nas
simulações anteriores.
Figura 6.47 - Fator de segurança por Bishop – ru ≠ 0 – Alteamento com enrocamento e estéril
Figura 6.48 - Fator de segurança médio por análise probabilística – ru ≠ 0 – Alteamento com
enrocamento e estéril
Na Figura 6.47 e na Figura 6.48 nota-se também que a partir do alteamento da segunda
camada todos os fatores de segurança são superiores a 1,5, portanto, caso o lançamento de
132
estéril precise ser interrompido a partir desta camada a estrutura atende ao critério de
fechamento e/ou desativação, mesmo apresentando geração de acréscimos de poropressão.
A Tabela 6.7 apresenta um resumo dos valores do FS obtidos para simulações considerando a
situação com valor de ru ≠ 0.
Tabela 6.7 - Resultado das análises de estabilidade – Situação com ru ≠ 0
Descrição Análise ru FS(Bishop)
(Determinístico)
FSmédio
(Probabilístico)
Probabilidade
de Falha (FS<1)
Camada 1 (enrocamento)
PDE – Estéril
Projetado ≠ 0
1,38
(Fig. 6.34)
1,34
(Fig. 6.35) 0
Camada 1 (enrocamento)
Enroca-mento
≠ 0 1,59
(Fig. 6.36) - -
Camada 2 (estéril)
PDE – Estéril
Projetado ≠ 0
1,61
(Fig. 6.37)
1,55
(Fig. 6.38) 3/10.000
Camada 2 (estéril)
PDE – Estéril Novo
≠ 0 1,95
(Fig. 6.39)
1,92
(Fig. 6.40) 0
Camada 3 (estéril)
PDE – Estéril
Projetado ≠ 0
1,70
(Fig. 6.41)
1,65
(Fig. 6.42) 1/10.000
Camada 3 (estéril)
PDE – Estéril Novo
≠ 0 1,70
(Fig. 6.43)
1,61
(Fig. 6.44) 0
Camada 4 (estéril)
PDE – Estéril Novo
≠ 0 1,63
(Fig. 6.45)
1,54
(Fig. 6.46) 0
No caso específico desta dissertação, os valores encontrados podem não atender totalmente
aos critérios preestabelecidos, visto que foram feitas algumas simplificações e/ou adaptações
para o caso em estudo. Portanto, os comentários sobre os resultados do FS devem ser
interpretados com ressalvas, pois, alguns parâmetros foram estimados, não tendo sido
confirmados em laboratório.
A análise probabilística apresenta resultados que indicam a probabilidade de falha da
estrutura, porém, estes devem ser analisados e aplicados com bastante critério, lembrando que
a probabilidade de falha é calculada para um FS igual a 1, ou seja, para FS > 1 a
probabilidade de falha é igual a zero e para FS < 1 a probabilidade de falha é a porcentagem
de FS < 1 do total de iterações simuladas.
133
Vale ressaltar que a diferença entre o valor dos fatores de segurança para uma mesma
situação, mudando apenas o local analisado, pode ser explicada pela diferença de altura da
camada analisada, visto que a PDE – Estéril Projetado tem mais de 230 m e a PDE – Estéril
Novo inicia-se com 5 m. Porém, à medida que se lança as demais camadas há uma tendência
de aproximação do FS, pois as camadas começam a ter espessuras próximas. Esta análise vale
tanto para o FSBishop (determinístico) quanto para o FSmédio (probabilístico).
Analisando os resultados da análise de estabilidade, observa-se que, de uma maneira geral, à
medida que se processam os alteamentos aumenta o FS da PDE – Estéril Projetado e o FS da
PDE – Estéril Novo diminui para todas as situações simuladas. Entretanto, mesmo com o
decréscimo do FS, o valor obtido ainda é superior aos valores exigidos para operação
(FS>1,3) ou desativação e/ou fechamento (FS>1,5). Além do FS, quando se analisa a
probabilidade de falha conclui-se que a estrutura é estável e segura, apesar de algumas
situações simuladas apresentarem uma probabilidade de falha superior a 1/10.000. Contudo, o
resultado global é considerado satisfatório e aceitável.
Como não houve grandes variações do FS quando se lançou estéril ou enrocamento na
camada 1 é melhor adotar o lançamento de enrocamento uma vez que o mesmo funcionará
como um tapete drenante, não deixando que o NA fique acima da cota 880 m, evitando assim
que haja afloramento de água no talude de jusante do novo alteamento, o que provocaria
instabilidade, além de evitar a geração de acréscimo de poropressão. No entanto, deve-se ter
atenção aos deslocamentos verticais causados pelo lançamento do enrocamento sobre o
rejeito, pois, se a camada de enrocamento se deformar em excesso a mesma perderá a função
de tapete drenante, podendo causar uma instabilidade para o alteamento da PDE.
Uma rotina importante antes de iniciar as simulações é estabelecer o número de iterações que
serão realizadas pelo Método de Monte Carlo. Devem ser estabelecidas pelo menos três
hipóteses (1.000, 10.000 e 100.000) e verificar qual delas apresenta a menor variação dos
resultados de saída, ou seja, quando acontece a convergência dos valores de FS, média e
desvio padrão. Deve-se estabelecer que o Método de Monte Carlo utilize dados randômicos,
assim a convergência dos resultados pode ser melhor analisada. O número de iterações está
diretamente ligado à probabilidade de ruptura, portanto, para uma probabilidade de ruptura de
1/10.000 deve-se fazer no mínimo 100.000 iterações.
134
Caso o tempo de processamento das simulações seja muito grande, da ordem de horas ou dias,
devido ao elevado número de iterações feitas pelo Método de Monte Carlo, pode-se reduzir
este tempo fazendo simulações com um número menor de iterações e quando a média e o
desvio padrão apresentarem pequena variação, assume-se que a distribuição normal é
representativa nesse caso e a partir da média e do desvio padrão calcula-se a probabilidade de
ruptura para FS com valores menores que a unidade.
6.3.4 TE�SÃO-DEFORMAÇÃO – ALTEAME�TO SÓ COM ESTÉRIL
A simulação dos alteamentos, neste caso, considerou apenas o lançamento de estéril dividido
em quatro camadas, sendo a primeira de 5 m e as demais de 75 m. Em cada alteamento
verificou-se o deslocamento vertical, ou seja, na direção y, e as tensões totais atuantes na
direção x.
Foram simuladas duas situações, sendo a primeira com módulo de elasticidade único (65
MPa) para o rejeito e a segunda com módulo de elasticidade variável, dividindo o rejeito em
três zonas (20 MPa (rejeito 1), 35 MPa (rejeito 2) e 65 MPa (rejeito 3), que variam em função
da altura da camada de material acima do rejeito. Estas zonas foram definidas com o intuito
de representar as tensões há que o rejeito está submetido durante os alteamentos, porém, esta
pode não ser a situação mais próxima do que acontece em campo devido à segregação natural
das partículas durante a deposição, devendo a interpretação dos resultados ser realizada com
cautela.
6.3.4.1 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE Ú�ICO
A simulação do alteamento considerando o rejeito com módulo de elasticidade único (65
MPa) procurou representar uma situação em que ao analisar o resultado dos ensaios triaxiais,
adota-se o maior módulo e considera-se toda a camada de rejeito submetida há uma
distribuição de tensões uniforme.
A Figura 6.49 e a Figura 6.50 apresentam as situações inicial (antes do alteamento) e final
(após os quatro alteamentos) e observa-se que o carregamento na camada de rejeito não é
distribuído de maneira uniforme, porém, nessa simulação, esta foi a condição adotada para
todas as etapas apresentadas da Figura 6.51 à Figura 6.54.
135
PDE - Estéri l Projetado
Formação Ferríf era (FF)Xisto VI
RejeitoXisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevaçã
o (m) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.49 – Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.50 – Situação final após o lançamento das quatro camadas
A Figura 6.51 simula o lançamento de uma camada de 5 m de estéril sobre o rejeito. Nota-se
na Figura 6.51a que o deslocamento máximo na direção y (7 m) ocorre na PDE – Estéril
Projetado. Porém, o rejeito apresenta um deslocamento de 3 m e este deslocamento pode
alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser
corrigida com um novo alteamento.
Já na Figura 6.51b, as tensões totais atuantes na direção x provocam compressão (+) na parte
central da cava e tração (-) nas extremidades, indicando que a massa de materiais depositados
na cava tende a se concentrar no centro da cava.
A Figura 6.52 simula o lançamento da segunda camada de 75 m de estéril sobre a primeira
camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (7 m)
ocorre na PDE – Estéril Projetado, como na situação anterior. Porém, observa-se que os
deslocamentos na região onde está sendo lançada a nova camada aumentaram de 3 m (Figura
6.51a) para 5,5 m e que ocorre uma concentração de deslocamentos na interface da nova
camada com os materiais já dispostos na cava. Este deslocamento pode alterar a altura final da
136
camada de estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com um
novo alteamento.
Já na Figura 6.52b, as tensões totais atuantes na direção x provocam compressão (+) na parte
central da cava e tração (-) nas extremidades, apresentando o mesmo comportamento da
Figura 6.51b.
A Figura 6.53 simula o lançamento da terceira camada de 75 m de estéril sobre a segunda
camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (8 m)
ocorre na PDE – Estéril Novo. Este deslocamento ocorre na região da interface da camada de
estéril com o depósito de rejeito e o mesmo pode alterar a altura final da camada de estéril que
foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com um novo alteamento. Esta
situação mostra que o rejeito é um material compressível quando submetido a sobrecarga.
Ocorre também uma concentração de deslocamentos na interface das novas camadas com os
materiais já dispostos na cava. Observa-se também que na Figura 6.53b o comportamento é
similar às simulações anteriores.
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
-7
-5
-3 -3 -1.5
-1.5
-0.5
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
-1500
-1500
-500
0
500 1000
1000 1000
2500
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.51 - Lançamento da camada 1 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
137
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
-7
-5.5
-5
-3.5 -3 -3
-2 -0.5
-0.5
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
-1500
-1500
0
0
500 1000 1000
2000
2500 3500
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.52 - Lançamento da camada 2 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
-8
-7.5
-7
-7 -5.5
-5 -5 -4.5
-3
-3
-1.5 -0.5
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
-1500
-1500
0 0
500 1000
1500
2500
3000 4000
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.53 - Lançamento da camada 3 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
138
A Figura 6.54 simula o lançamento da quarta camada de 75 m de estéril sobre a terceira
camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (10 m)
ocorre na PDE – Estéril Novo. Este deslocamento ocorre na região da interface da quarta
camada de estéril com a terceira camada e pode alterar a altura final da camada de estéril que
foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com um novo alteamento.
Observa-se também que não há concentração de deslocamentos na interface das camadas
como nas simulações anteriores.
Já na Figura 6.54b, as tensões totais atuantes na direção x provocam compressão (+) na parte
central da cava e tração (-) nas extremidades. Porém, as tensões de tração na região da
fundação próximas ao depósito de rejeito diminuíram de 1500 kPa para 1000 kPa.
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 4
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
-10
-8
-8
-8
-6
-4 -2
-2
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 1
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 4
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
-1500 -1000
0 500
15 00
1500 2000 2000
3000 3500
4500
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.54 - Lançamento da camada 4 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
A Tabela 6.8 apresenta um resumo dos resultados dos deslocamentos máximos na direção y.
Considerando que o deslocamento máximo de 10 m equivale a 4,4% da espessura final do
alteamento, conclui-se que todos os valores encontrados são aceitáveis para esta situação,
139
porém, deve-se ficar atento, pois este deslocamento pode gerar trincas de tração e provocar
instabilidade da estrutura.
Tabela 6.8 – Resultado das análises de tensão-deformação
Descrição Material do alteamento
Módulo de elasticidade do rejeito
Deslocamento na direção y (máximo)
Lançamento da camada 1 (Fig. 6.51) Estéril Único (65 MPa) 7 m
Lançamento da camada 2 (Fig. 6.52) Estéril Único (65 MPa) 7 m
Lançamento da camada 3 (Fig. 6.53) Estéril Único (65 MPa) 8 m
Lançamento da camada 4 (Fig. 6.54) Estéril Único (65 MPa) 10 m
6.3.4.2 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE VARIÁVEL
A simulação que será apresentada no segundo caso adota o módulo de elasticidade variável
em três zonas: 20 MPa (rejeito 1), 35 MPa (rejeito 2) e 65 MPa (rejeito 3). Estas zonas foram
definidas pelo pesquisador, levando em consideração as tensões provocadas pelo alteamento
da nova PDE, porém, como dito anteriormente, esta situação pode não ser uma situação real
de campo devido à segregação natural das partículas durante a deposição.
A Figura 6.55 e a Figura 6.56 apresentam as situações inicial (antes do alteamento) e final
(após os quatro alteamentos) e as mesmas são utilizada para as simulações de todas as etapas
apresentadas da Figura 6.57 à Figura 6.60.
PDE - Estéril Projetado
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.55 - Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas
140
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
PDE - Estéril Novo 1
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.56 – Situação final após o lançamento das quatro camadas
A Figura 6.57 simula o lançamento de uma camada de 5 m de estéril sobre o rejeito (três
zonas) e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (7 m) ocorre na PDE –
Estéril Projetado. Porém, na região denominada rejeito 2 ocorrem deslocamentos de 6 m,
sendo este valor equivalente a 2 vezes o deslocamento encontrado para o rejeito com módulo
único como visto na Figura 6.51. Este deslocamento pode alterar a altura final da camada de
estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com um novo
alteamento
Já na Figura 6.57b, as tensões totais atuantes na direção x provocam compressão (+) na parte
central da cava e tração (-) nas extremidades, indicando que a massa de materiais depositados
na cava tende a se concentrar no centro da cava. Este comportamento é similar ao
comportamento apresentado na simulação em que o rejeito tem módulo único, mudando
somente os locais de maior concentração das tensões.
A Figura 6.58 simula o lançamento da segunda camada de 75 m de estéril sobre a primeira
camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (10 m)
ocorre na PDE – Estéril Novo, sendo este valor equivalente a 1,5 vezes o deslocamento
encontrado para o rejeito com módulo único como visto na Figura 6.52a. Observa-se também
que não há concentração de deslocamentos na interface das camadas como nas simulações
anteriores onde o rejeito possuía módulo de elasticidade único. Porém, este deslocamento
pode alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a
mesma ser corrigida com um novo alteamento.
Observa-se também que na Figura 6.58b o comportamento se repete, mudando somente os
locais de concentração das tensões.
141
PDE - Estéril Projetado
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 1
-7
-6
-5.5
-3.5
-3.5
-2.5 -1.5 -0.5
-0.5
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 1
-1500
-1500
0
0 500
1000
1500 2500
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.57 - Lançamento da camada 1 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
PDE - Estéril ProjetadoPDE - Estéril Novo 2
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 1 -10
-6
-4 -4 -2
-2
-2
-2
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril ProjetadoPDE - Estéril Novo 2
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1Rejeito 2Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 1
-1500
-1500
0
0 0
500 1000
1500 1500
3000 350
0
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.58 - Lançamento da camada 2 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
142
A Figura 6.59 simula o lançamento da terceira camada de 75 m de estéril sobre a segunda
camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (12 m)
ocorre na PDE – Estéril Novo, sendo este valor equivalente a 1,5 vezes o deslocamento
encontrado para o rejeito com módulo único como visto na Figura 6.53a. Observa-se também
que não há concentração de deslocamentos na interface das camadas como nas simulações
anteriores onde o rejeito possuía módulo de elasticidade único. Porém, este deslocamento
pode alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a
mesma ser corrigida com um novo alteamento.
Já na Figura 6.59b, a alteração mais perceptível é que as tensões de tração na região da
fundação próximas ao depósito de rejeito diminuíram de 1500 kPa para 1000 kPa.
PDE - Estéril ProjetadoPDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 1
-12
-8
-6
-6 -4
-4
-4
-2
-2
-2
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril ProjetadoPDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 1
-1500
-1000
0 0 0
1000 1000 1500
2500
4000
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.59 - Lançamento da camada 3 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
A Figura 6.60 simula o lançamento da quarta camada de 75 m de estéril sobre a terceira
camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (12 m)
ocorre na PDE – Estéril Novo, sendo este valor equivalente a 1,2 vezes o deslocamento
143
encontrado para o rejeito com módulo único como visto na Figura 6.54a. Observa-se também
que não há concentração de deslocamentos na interface das camadas como nas simulações
anteriores onde o rejeito possuía módulo de elasticidade único, mas há uma concentração de
deslocamentos na região denominada de rejeito 2. Estes deslocamentos podem alterar a altura
final da camada de estéril que foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com
um novo alteamento.
Já na Figura 6.60b, o comportamento foi similar ao apresentado no lançamento da terceira
camada.
Observa-se também que a proporção dos deslocamentos diminuíram à medida que se realiza o
alteamento, passando de 2 vezes para 1,2 vezes.
PDE - Estéril ProjetadoPDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 4
PDE - Estéril Novo 1
-12
-10
-8 -6
-6
-4 -2
-2
-2
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril ProjetadoPDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 4
PDE - Estéril Novo 1
-1500
-1000
500
500
1500 1500
2500
3000
4500
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.60 - Lançamento da camada 4 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
A Tabela 6.9 apresenta um resumo dos resultados dos deslocamentos máximos na direção y.
Considerando que o deslocamento máximo de 12 m equivale a 5,2% da espessura final do
alteamento, conclui-se que todos os valores encontrados são aceitáveis para esta situação,
144
porém, deve-se ficar atento, pois este deslocamento pode gerar trincas de tração e provocar
instabilidade da estrutura.
Tabela 6.9 - Resultado das análises de tensão-deformação
Descrição Material do alteamento
Módulo de elasticidade do rejeito
Deslocamento na direção y (máximo)
Lançamento da camada 1 (Fig. 6.57) Estéril 20 MPa (rej. 1), 35 MPa (rej. 2) e 65 MPa (rej. 3)
7 m
Lançamento da camada 2 (Fig. 6.58) Estéril 20 MPa (rej. 1), 35 MPa (rej. 2) e 65 MPa (rej. 3)
10 m
Lançamento da camada 3 (Fig. 6.59) Estéril 20 MPa (rej. 1), 35 MPa (rej. 2) e 65 MPa (rej. 3)
12 m
Lançamento da camada 4 (Fig. 6.60) Estéril 20 MPa (rej. 1), 35 MPa (rej. 2) e 65 MPa (rej. 3)
12 m
6.3.5 TE�SÃO-DEFORMAÇÃO – ALTEAME�TO COM
E�ROCAME�TO E ESTÉRIL
A simulação dos alteamentos considerou o lançamento de enrocamento na primeira camada
de 5 m e estéril nas demais camadas de 75 m. Em cada alteamento verificou-se o
deslocamento vertical, ou seja, na direção y, e as tensões totais atuantes na direção x.
Foram simuladas duas situações, sendo a primeira com módulo de elasticidade único (65
MPa) para o rejeito e a segunda, similar às simulações anteriores, com módulo de elasticidade
variável, dividindo o rejeito em três zonas (20 MPa (rejeito 1), 35 MPa (rejeito 2) e 65 MPa
(rejeito 3)), que variam em função da espessura da camada de material acima do rejeito.
6.3.5.1 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE Ú�ICO
A simulação do alteamento considerando o rejeito com módulo de elasticidade único tem a
mesma justificativa apresentada anteriormente, representar as tensões há que o rejeito está
submetido durante os alteamentos, porém, esta pode não ser a situação mais próxima do que
acontece em campo devido à segregação natural das partículas durante a deposição, devendo a
interpretação dos resultados ser realizada com cautela.
145
A Figura 6.61 e a Figura 6.62 apresentam as situações inicial (antes do alteamento) e final
(após os quatro alteamentos) e observa-se que o carregamento na camada de rejeito não é
distribuído de maneira uniforme, porém, nessa simulação, esta foi a condição adotada para
todas as etapas apresentadas da Figura 6.63 à Figura 6.66.
PDE - Estéri l Projetado
Formação Ferríf era (FF)Xisto VI
RejeitoXisto II (Rocha sã)
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevaçã
o (m) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.61 - Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.62 - Situação final após o lançamento das quatro camadas
A Figura 6.63 simula o lançamento de uma camada de 5 m de enrocamento sobre o rejeito e
nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (7 m) ocorre na PDE – Estéril
Projetado. Porém, o rejeito apresenta um deslocamento de 3 m, idêntico à situação do
alteamento só com estéril, e este deslocamento pode alterar a altura final da camada de
enrocamento que foi lançada sobre o rejeito, devendo a mesma ser corrigida com um novo
alteamento.
Já na Figura 6.63b, os resultados apresentados confirmam que o lançamento de estéril ou
enrocamento na primeira camada não mudam o comportamento das tensões totais atuantes na
direção x.
146
PDE - Estéril Projetado
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
-7
-5
-3 -2.5
-1.5
-0.5 -0.5
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
-1500
-1500 0
500
1000
1000 1000
2000
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.63 - Lançamento da camada 1 (enrocamento) – (a) Deslocamento na direção y, (b)
Tensões totais na direção x
A Figura 6.64 simula o lançamento da segunda camada de 75 m de estéril sobre a primeira
camada de enrocamento e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (7 m)
ocorre na PDE – Estéril Projetado. Porém, observa-se que os deslocamentos na região onde
está sendo lançada a nova camada de estéril aumentaram de 3 m (Figura 6.63a) para 5,5 m e
que ocorre uma concentração de deslocamentos na interface da nova camada com os materiais
já dispostos na cava. Este deslocamento pode alterar a altura final da camada de estéril que foi
lançada sobre o enrocamento, devendo a mesma ser corrigida com um novo alteamento.
Já na Figura 6.64b, observa-se que o comportamento não se alterou mesmo tendo sido
lançado uma camada de enrocamento entre o estéril e o rejeito. As tensões totais atuantes na
direção x provocam compressão (+) na parte central da cava e tração (-) nas extremidades.
147
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
-7
-5.5
-5
-3.5 -3 -3
-1 -0.5
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
-1500
-1500
0
0
0 1000
1000
2000
3500
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.64 - Lançamento da camada 2 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
A Figura 6.65 simula o lançamento da terceira camada de 75 m de estéril sobre a segunda
camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (8 m)
ocorre na PDE – Estéril Novo. Este deslocamento ocorre na região da interface da camada de
enrocamento com o depósito de rejeito e o mesmo pode alterar a altura final da camada de
estéril que foi lançada sobre o enrocamento, devendo a mesma ser corrigida com um novo
alteamento. Esta situação mostra que o rejeito é um material compressível quando submetido
a sobrecarga. Ocorre também uma concentração de deslocamentos na interface das novas
camadas com os materiais já dispostos na cava.
Já na Figura 6.65b, a distribuição das tensões totais em x continuam indicando que a massa de
materiais depositados na cava tende a se concentrar no centro da cava.
148
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento -8
-7.5
-7
-7
-6
-5.5 -5
-5
-3.5
-3
-2
-0.5 -0.5
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
-1500
-1500
0 0
1000 1500 1500
4000
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.65 - Lançamento da camada 3 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
A Figura 6.66 simula o lançamento da quarta camada de 75 m de estéril sobre a terceira
camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (10 m)
ocorre na PDE – Estéril Novo. Este deslocamento ocorre na região da interface da quarta
camada de estéril com a terceira camada e observa-se também que não há concentração de
deslocamentos na interface das camadas como nas simulações anteriores. Porém, este
deslocamento pode alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o
enrocamento, devendo a mesma ser corrigida com um novo alteamento.
Já na Figura 6.66b, as tensões de tração na região da fundação próximas ao depósito de rejeito
diminuíram de 1500 kPa para 1000 kPa.
149
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
-10
-10
-10
-8 -8
-6
-4
-4
-2
-2
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
PDE - Estéril Novo 2
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
Rejeito
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Enrocamento
-1500
-1000
500 500
1500 1500
2500
4500
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.66 - Lançamento da camada 4 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
A Tabela 6.10 apresenta um resumo dos resultados dos deslocamentos máximos na direção y.
Considerando que o deslocamento máximo de 10 m equivale a 4,4% da espessura final do
alteamento, conclui-se que todos os valores encontrados são aceitáveis para esta situação,
porém, deve-se ficar atento, pois este deslocamento pode gerar trincas de tração e provocar
instabilidade da estrutura.
Tabela 6.10 - Resultado das análises de tensão-deformação
Descrição Material do alteamento
Módulo de elasticidade do rejeito
Deslocamento na direção y (máximo)
Lançamento da camada 1 (Fig. 6.63) Enrocamento Único (65 MPa) 7 m
Lançamento da camada 2 (Fig. 6.64) Estéril Único (65 MPa) 7 m
Lançamento da camada 3 (Fig. 6.65) Estéril Único (65 MPa) 8 m
Lançamento da camada 4 (Fig. 6.66) Estéril Único (65 MPa) 10 m
150
Comparando os resultados apresentados na Tabela 6.8 e Tabela 6.10 conclui-se que mesmo
mudando o material lançado na primeira camada, os valores máximos dos deslocamentos são
os mesmos, mostrando assim a viabilidade de utilização de ambos para o início do
alteamento.
6.3.5.2 REJEITO COM MÓDULO DE ELASTICIDADE VARIÁVEL
A simulação que será apresentada neste caso adota os mesmos valores apresentados
anteriormente, com módulos de elasticidade variável em três zonas: 20.000 kPa (rejeito 1),
35.000 kPa (rejeito 2) e 65.000 kPa (rejeito 3). Estas zonas foram definidas pelo pesquisador,
levando em consideração as tensões provocadas pelo alteamento da nova PDE, porém, como
dito anteriormente, esta situação pode não ser uma situação real de campo devido à
segregação natural das partículas durante a deposição.
A Figura 6.67 e a Figura 6.68 apresentam as situações inicial (antes do alteamento) e final
(após os quatro alteamentos) e as mesmas são utilizada para as simulações de todas as etapas
apresentadas da Figura 6.69 à Figura 6.72.
PDE - Estéril Projetado
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.67 - Situação inicial antes do lançamento das quatro camadas
PDE - Estéril Projetado
EnrocamentoPDE - Estéril Novo 2
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
Figura 6.68 - Situação final após o lançamento das quatro camadas
151
A Figura 6.69 simula o lançamento de uma camada de 5 m de enrocamento sobre o rejeito
(três zonas). Observa-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (7 m) ocorre na
PDE – Estéril Projetado. Porém, na região denominada rejeito 2 ocorrem deslocamentos de 6
m, sendo este valor equivalente a 2 vezes o deslocamento encontrado para o rejeito com
módulo único como visto na Figura 6.63a. Este deslocamento pode alterar a altura final da
camada de estéril que foi lançada sobre o enrocamento, devendo a mesma ser corrigida com
um novo alteamento.
Já na Figura 6.69b, as tensões totais atuantes na direção x provocam o mesmo
comportamento, compressão (+) na parte central da cava e tração (-) nas extremidades,
indicando que a massa de materiais depositados na cava tende a se concentrar no centro da
mesma.
PDE - Estéril Projetado
Enrocamento
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
-7
-6
-5
-2.5 -2.5
-1.5 -0.5
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
Enrocamento
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
-1500
-1500 0
500
500
1000
1000
1500
2500
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.69 - Lançamento da camada 1 (enrocamento) – (a) Deslocamento na direção y, (b)
Tensões totais na direção x
A Figura 6.70 simula o lançamento da segunda camada de 75 m de estéril sobre a primeira
camada de enrocamento. Pode-se observar em (a) que o deslocamento máximo na direção y
152
(10 m) ocorre na PDE – Estéril Novo, sendo este valor equivalente a 1,5 vezes o
deslocamento encontrado para o rejeito com módulo único como visto na Figura 6.64a.
Observa-se também que não há concentração de deslocamentos na interface das camadas
como nas simulações anteriores onde o rejeito possuía módulo de elasticidade único. Porém,
este deslocamento pode alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o
enrocamento, devendo a mesma ser corrigida com um novo alteamento.
Já na Figura 6.70b, as tensões totais atuantes na direção x são similares às apresentadas
anteriormente, mudando apenas a região de maior concentração das tensões.
PDE - Estéril Projetado
EnrocamentoPDE - Estéril Novo 2
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3 -10
-6
-4
-4 -2 -2
-2
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
EnrocamentoPDE - Estéril Novo 2
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2Rejeito 3
-1500
-1500
0
0 0
1000
1000
1500
2000
3500
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.70 - Lançamento da camada 2 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
A Figura 6.71 simula o lançamento da terceira camada de 75 m de estéril sobre a segunda
camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (12 m)
ocorre na PDE – Estéril Novo, sendo este valor equivalente a 1,5 vezes o deslocamento
encontrado para o rejeito com módulo único como visto na Figura 6.65a. Observa-se também
que não há concentração de deslocamentos na interface das camadas como nas simulações
153
anteriores onde o rejeito possuía módulo de elasticidade único. Porém, este deslocamento
pode alterar a altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o enrocamento, devendo
a mesma ser corrigida com um novo alteamento.
Já na Figura 6.71b, as tensões de tração na região da fundação próximas ao depósito de rejeito
diminuíram de 1500 kPa para 1000 kPa.
PDE - Estéril Projetado
EnrocamentoPDE - Estéril Novo 2
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 3
-12
-6
-6
-6
-6 -4
-4
-4
-2
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
EnrocamentoPDE - Estéril Novo 2
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 3
-1500
-1000
0 0 0
1000 1000
2000
2500
4000
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.71 - Lançamento da camada 3 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
A Figura 6.72 simula o lançamento da quarta camada de 75 m de estéril sobre a terceira
camada, também de estéril, e nota-se em (a) que o deslocamento máximo na direção y (12 m)
ocorre na PDE – Estéril novo, sendo este valor equivalente a 1,2 vezes o deslocamento
encontrado para o rejeito com módulo único como visto na Figura 6.66a. Observa-se também
que não há concentração de deslocamentos na interface das camadas como nas simulações
anteriores onde o rejeito possuía módulo de elasticidade único, mas há uma concentração de
deslocamentos na região denominada de rejeito 2. Porém, este deslocamento pode alterar a
154
altura final da camada de estéril que foi lançada sobre o enrocamento, devendo a mesma ser
corrigida com um novo alteamento.
Já na Figura 6.72b, as tensões de tração na região da fundação próximas ao depósito de rejeito
permaneceram em 1000 kPa.
PDE - Estéril Projetado
EnrocamentoPDE - Estéril Novo 2
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1
Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
-12
-10
-10
-8
-8
-6
-4
-4
-2
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(a)
PDE - Estéril Projetado
EnrocamentoPDE - Estéril Novo 2
Formação Ferrífera (FF)Xisto VI
Xisto II (Rocha sã)
Rejeito 1Rejeito 2
Rejeito 3
PDE - Estéril Novo 3
PDE - Estéril Novo 4
-1500
-1000
0 500
1500 1500 2000
2000
4500
Seção A-B (m) (x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
Elevação (m
) (x 1000)
0.61
0.67
0.73
0.79
0.85
0.91
0.97
1.03
1.09
1.15
1.21
(b)
Figura 6.72 - Lançamento da camada 4 (estéril) – (a) Deslocamento na direção y, (b) Tensões
totais na direção x
A Tabela 6.11 apresenta um resumo dos resultados dos deslocamentos máximos na direção y.
Considerando que o deslocamento máximo de 12 m equivale a 5,2% da espessura final do
alteamento, conclui-se que todos os valores encontrados são aceitáveis para esta situação,
porém, deve-se ficar atento, pois este deslocamento pode gerar trincas de tração e provocar
instabilidade da estrutura.
155
Tabela 6.11 - Resultado das análises de tensão-deformação
Descrição Material do alteamento
Módulo de elasticidade do rejeito
Deslocamento na direção y (máximo)
Lançamento da camada 1 (Fig. 6.69) Enrocamento 20 MPa (rej. 1), 35 MPa (rej. 2) e 65 MPa (rej. 3)
7 m
Lançamento da camada 2 (Fig. 6.70) Estéril 20 MPa (rej. 1), 35 MPa (rej. 2) e 65 MPa (rej. 3)
10 m
Lançamento da camada 3 (Fig. 6.71) Estéril 20 MPa (rej. 1), 35 MPa (rej. 2) e 65 MPa (rej. 3)
12 m
Lançamento da camada 4 (Fig. 6.72) Estéril 20 MPa (rej. 1), 35 MPa (rej. 2) e 65 MPa (rej. 3)
12 m
Comparando os resultados apresentados na Tabela 6.9 e Tabela 6.11 conclui-se que mesmo
mudando o material lançado na primeira camada, os valores máximos dos deslocamentos são
os mesmos, mostrando assim a viabilidade de utilização de ambos para o início do
alteamento. Porém, os deslocamentos observados na situação com módulo de elasticidade
variável, já no lançamento da camada 1, são 2 vezes o valor do deslocamento obtido para a
situação com módulo de elasticidade único. Os deslocamentos dos demais alteamentos
também são maiores e seguem o mesmo padrão quando se compara a situação em que o
rejeito tem módulo de elasticidade único e módulo de elasticidade variável.
Os deslocamentos máximos são aproximadamente 4,4% do alteamento final (230 m) para o
caso em que o rejeito tem módulo de elasticidade único e 5,2% do alteamento final para o
caso em que o rejeito tem módulo de elasticidade variável.
Caso o volume de enrocamento a ser lançado na primeira camada seja difícil de conseguir,
pode-se lançar uma camada com espessura menor e continuar o alteamento somente com
estéril, pois os resultados tanto de estabilidade quanto de tensão-deformação mostram a
viabilidade de utilização de ambos os materiais.
156
CAPÍTULO 7 ________________________________________________________
7. CO�CLUSÕES
Historicamente, a disposição dos resíduos de minérios sempre foi feita pelo menor custo
possível, mas, hoje, com as leis ambientais cada vez mais rígidas, essa etapa requer um
controle mais adequado por parte das mineradoras.
As atividades de mineração são muito visadas pelos órgãos ambientais, principalmente pelo
grande potencial de degradação que elas podem provocar no meio ambiente, quando feitas de
maneira desordenada. Porém, há de se destacar os benefícios trazidos com a implantação de
uma atividade minerária, tais como, geração de emprego e renda para a população do
município, aumento da renda do município com o pagamento de impostos, investimentos na
infraestrutura rodoviária e ferroviária da região de implantação da atividade e, sobretudo,
qualificação da mão de obra que será utilizada pela empresa.
Portanto, há uma clara necessidade de estudos bem elaborados para evitar tragédias com
graves consequências, tanto ambientais como também para a população em geral, além de
manter o caráter sustentável destes tipos de empreendimentos.
Dentro desse contexto, essa dissertação teve como objetivo analisar a estabilidade de taludes
por meios determinísticos e probabilísticos, além de analisar o grau de deformabilidade,
ambos associados à disposição compartilhada de estéril e rejeito na Cava da Mina do Cauê.
Por meio desse estudo buscou-se aplicar uma metodologia de análise que pudesse ser
utilizada não só neste caso em estudo, mas também em outras cavas ou superfícies que sejam
destinadas ao recebimento conjunto de estéril e rejeito.
Com a aplicação dessa metodologia espera-se que a alternativa de disposição compartilhada
de rejeitos e estéreis gere uma maior economia e segurança contra danos ambientais.
157
7.1 PRI�CIPAIS CO�CLUSÕES
Como principais conclusões deste trabalho podem ser citadas:
� O alteamento da nova Pilha de Disposição de Estéril provoca um efeito estabilizante na
PDE – Estéril Projetado, aumentando seu FS e diminuindo sua probabilidade de falha,
implicando numa estrutura mais estável e segura.
� Os valores encontrados para o FS, tanto determinístico quanto probabilístico, não se
diferem muito quando é lançado estéril ou enrocamento, ficando evidente esta
proximidade até na análise de probabilidade de falha. Portanto, a utilização de um ou de
outro material não acarreta perda em termos de estabilidade.
� Como não há diferenças significativas quando se analisa a estabilidade da nova PDE,
caso seja conveniente, pode-se adotar o enrocamento não como uma camada de 5 m, mas
como uma espinha de peixe, funcionando neste caso como dreno e controlando a geração
de poropressão.
� Caso o lançamento de estéril (situação com ru ≠ 0) precise ser paralisado e/ou
interrompido permanentemente a partir da segunda camada, a estrutura atende ao critério
de fechamento e/ou desativação, mesmo apresentando geração de acréscimos de
poropressão.
� Por meio da probabilidade de falha pode-se estabelecer com mais segurança qual a
probabilidade de risco para uma determinada situação de alerta pré-definida, por
exemplo, FS < 1,3 no regime de operação, onde os alteamentos são realizados
constantemente.
� Trabalhar com dados estatísticos é muito importante, primeiro pela variabilidade natural
dos materiais, e segundo que, por meio das probabilidades de falha pode-se tomar
decisões com mais respaldo ainda na fase de projeto, podendo mudar, por exemplo, a
inclinação dos taludes otimizando os projetos e mantendo a sua segurança. Essas decisões
podem ser tomadas também utilizando dados determinísticos, mas sem determinar qual a
porcentagem de fatores de segurança que indicam a ruptura da estrutura.
158
� Os deslocamentos máximos observados nas duas situações simuladas, rejeito com
módulo de elasticidade único e rejeito com módulo de elasticidade variável, são bem
distintos, chegando a variar 2 vezes o deslocamento total na direção y.
� As tensões totais na direção x possuem comportamento similar em todos os casos
analisados, mudando apenas o local de concentração das tensões de acordo com os
alteamentos. Deve-se ter atenção para a rotação das tensões principais, o que provoca
mudanças no comportamento da estrutura.
Conclui-se, portanto, que a disposição compartilhada de rejeito e estéril é viável, pois,
apresenta estabilidade e segurança quando se dispõe dois materiais com características tão
diferentes num mesmo espaço. É evidente que para alcançar o melhor resultado deve-se fazer
um anteprojeto com todas as possibilidades de associações dos materiais bem estudadas.
7.2 SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS
A metodologia estudada pode e deve ser aplicada para a disposição compartilhada. Contudo,
deve-se detalhar melhor alguns aspectos que podem contribuir para a compreensão do
processo de disposição compartilhada de rejeito e estéril.
A seguir são sugeridos alguns tópicos que estão divididos em sugestões para melhoria do caso
de estudo e sugestões para futuras pesquisas. As sugestões para melhoria do caso de estudo
são:
� Mudar a geometria dos alteamentos com o intuito de otimizar a disposição
compartilhada;
� Simular os alteamentos com dados estatísticos em todos os materiais e não só em um
material (estéril) como apresentado nessa dissertação;
� Simular a análise de estabilidade a partir dos resultados da análise tensão-deformação.
� Analisar outras seções tanto paralelas quanto perpendiculares à já estudada;
� Simular o efeito da água percolando dentro da PDE, visto que com o novo alteamento
pode ocorrer a interligação dos aquíferos próximos à cava;
159
� Simular técnicas de adensamento do rejeito, conseguindo assim um reaproveitamento da
água antes do início da disposição;
� Simular alteamentos acima da cota 1100 m, visto que conseguir novas áreas para
disposição de resíduos não é uma tarefa fácil;
� Estudar a possível interferência da Trinca 1 (Aba Norte) no alteamento;
� Fazer ensaios na fundação para se ter parâmetros mais realísticos;
� Realizar a mistura do estéril com o rejeito (codisposição) em determinadas proporções e
simular a disposição em uma cava exaurida.
Finalmente, as sugestões para futuras pesquisas são:
� Aplicar a metodologia de disposição compartilhada para outras cavas e outras superfícies;
� Simular a disposição compartilhada de maneira intercalada com camadas de estéril e
camadas de rejeito;
� Simular a disposição de rejeito com granulometria fina compartilhada com rejeito de
granulometria granular.
160
REFERÊ�CIAS BIBLIOGRÁFICAS
� ABGE (1996). Boletim 04 – Ensaios de Permeabilidade em Solos – Orientações para sua
Execução no Campo. Associação Brasileira de Geologia de Engenharia, 3a edição, 35 p.
� ABNT (1984a). Solo - Determinação do Limite de Liquidez. Associação Brasileira de
Normas Técnicas, NBR 6459, Rio de Janeiro, RJ, 6 p.
� ABNT (1984b). Grãos de Solos que passam na peneira de 4,8 mm – Determinação da
Massa Específica. Associação Brasileira de Normas Técnicas, NBR 6508, São Paulo, SP,
8 p.
� ABNT (1984c). Solo - Determinação do Limite de Plasticidade. Associação Brasileira de
Normas Técnicas, NBR 7180, Rio de Janeiro, RJ, 3 p.
� ABNT (1984d). Solo – Análise Granulométrica. Associação Brasileira de Normas
Técnicas, NBR 7181, São Paulo, SP, 15 p.
� ABNT (1986). Solo – Ensaio de Compactação. Associação Brasileira de Normas
Técnicas, NBR 7182, São Paulo, SP, 10 p.
� ABNT (1988). Solo – Determinação da massa específica aparente de amostras
indeformadas, com emprego da balança hidrostática. Associação Brasileira de Normas
Técnicas, NBR 10838, Rio de Janeiro, RJ, 4 p.
� ABNT (2006a). Mineração - Elaboração e apresentação de projeto de barragens para
disposição de rejeitos, contenção de sedimentos e reservação de água. Associação
Brasileira de Normas Técnicas, NBR 13028, Rio de Janeiro, RJ, 6 p.
� ABNT (2006b). Mineração - Elaboração e apresentação de projeto de disposição de
estéril em pilha. Associação Brasileira de Normas Técnicas, NBR 13029, Rio de Janeiro,
RJ, 5 p.
� BIENIAWSKI, Z.T. (1976) – Rock Mass Classifications in Rock Engineering.
Proceedings of the Symposium on Exploration for Rock Engineering. Johannesburg,
South Africa, 97-106.
� Botelho, A. P. D. (2001). Implementação de Metodologias de Ensaios para Determinação
de Relações Constitutivas de Processos de Fluxo em Solos com a Utilização da Bomba de
Fluxo. Universidade Federal de Ouro Preto, Ouro Preto, MG, 255 p.
161
� DNPM, Departamento Nacional de Produção Mineral – Ministério de Minas e Energia -
Universo da Mineração Brasileira, 2007, 83 p.
� ECAD (2000). Projeto Executivo para a Disposição de Estéril na Aba Oeste da Mina do
Cauê. ECAD Engenharia de Projetos LTDA, RL 119E - 17 – 0001, Itabira, MG, 46 p.
� Espósito, T. J. (2000). Metodologia Probabilística e Observacional Aplicada a Barragens
de Rejeito Construídas por Aterro Hidráulico – Tese de Doutorado – Universidade de
Brasília. Faculdade de Tecnologia. Departamento de Engenharia Civil e Ambiental.
Brasília, DF, 363 p.
� Figueiredo, M. M. (2007). Estudo de Metodologias Alternativas de Disposição de
Rejeitos para a Mineração Casa de Pedra – Congonhas/MG. Dissertação de Mestrado
Profissional em Geotecnia Aplicada a Mineração – Núcleo de Geotecnia da Escola de
Minas – NUGEO – Universidade Federal de Ouro Preto, Ouro Preto, MG, 119 p.
� Gama, E. M.; Araújo, A. C.; Valadão, G; Hernandez, A. C.; Cordeiro, R.; Vinueza, G. .
Tecnologia de Pasta Mineral Aplicada à Barragens de Rejeitos e Preenchimento em
Minas Subterrâneas. In: IV Congresso Brasileiro de Mina Subterrânea/IV Congresso
Brasileiro de Mina a Céu Aberto, Belo Horizonte, MG. IBRAM, 2006, 12 p.
� Geoconsultoria (2000). Disposição de Rejeitos na Cava Exaurida da Mina do Cauê –
Relatório Técnico, VL09-RT-01 – Rev. 0. Itabira, MG, 21 p.
� Geoconsultoria (2002). Disposição de Rejeitos na Cava Exaurida da Mina do Cauê –
Relatório Técnico, VL09-RT-01. Itabira, MG, 34 p.
� Geoestrutural (2002). Qualidade Hídrica da Água do Lago da Cava da Mina do Cauê –
Relatório Técnico – RL – 100E – 17 – 0029. Itabira, MG, 66 p.
� Geoprojetos (1992). Estudo de Estabilidade para o Pit Final da Mina do Cauê – Abas
Norte 2 / 3, Nordeste, Este e Sudeste. Geoprojetos Engenharia LTDA, Rel. R.157 – 22.
Itabira, MG.
� Head, K.,H. (1998) .Manual of Soil Laboratory Testing – Effective Stress Tests, 2nd ed.,
Vol. 3. New York: Willey, 442 p.
� Indraratna, B. (1994). Geotechnical characterization of blended coal tailings for
construction and rehabilitation work. Quarterly Journal of Engineering Geology and
Hydrogeology, 27: 353-361.
162
� Leduc, M. P. & Smith, M. E. (2003). Tailings Co-Disposal - Innovations for Cost
Savings and Liability Reduction, 9 p. Disponível em www.vectoreng.com. Acessado em
fevereiro de 2008.
� Morris, P. H. & Williams, D. J. (1997). Results of field trials of co-disposal of coarse and
fine coal wastes. Transactions of the Institution of Mining and Metallurgy, 106: A38 –
A41.
� Muller, A. (2008). Simulação Estocástica: Método de Monte Carlo. Trabalho de
Conclusão de Curso. Universidade Federal do Paraná. Curitiba, PR.
� Presotti, E. S. (2002). Influência do Teor de Ferro nos Parâmetros de Resistência de um
Rejeito de Minério de Ferro. Dissertação de Mestrado em Geotecnia – Departamento de
Engenharia Civil da Escola de Minas da Universidade Federal de Ouro Preto, Ouro Preto,
MG, 153 p.
� RDIZ, (2008). PDE Aba Oeste - Alteamento para a Elevação 1100,00 metros - Análise de
Estabilidade. RDIZ Projetos, RL 119E – 00 – 10001. Itabira, MG, 19 p.
� SBC (2005). Avaliação da Segurança das Pilhas para Disposição de Estéril - Volume IV:
Memorial Descritivo das Investigações e Ensaios de Campo e Laboratório. SBC
Consultoria, RL-119E-17-0051. Itabira, MG, 69 p.
� Souza, V. A. D. & Vieira V. P. P. B. (2007). Análise Probabilística da Estabilidade do
Talude de Jusante de uma Barragem de Terra em Regime de Operação. XXVII Seminário
Nacional de Grandes Barragens, T100 – A12. Belém, PA. 16 p.
� SPEC (2004). Pilha para Disposição de Estéril da Aba Oeste - Conformação Final
(Elevação 945 metros). SPEC Planejamento, Engenharia e Consultoria LTDA, Relatório
do Projeto Executivo - Volume I. RL-119E-17-0039. Itabira, MG, 80 p.
� Tailings.info, (2009). Acidentes e Falhas ocorridos com rejeitos. Disponível em
www.tailings.info/accidents.htm. Acessado em 10 de janeiro de 2009.
� Vale (2002). Disposição de Rejeito na Cava Exaurida da Mina do Cauê – Avaliação de
Estabilidade dos Taludes, Relatório RL 100E - 17 – 0027. Itabira, MG, 55 p.
� Vale (2008). Disposição Compartilhada de Rejeito e Estéril: Mina Cauê. Workshop: Cava
de Mina – Uso para Disposição de Resíduos – Possibilidade e Restrições. Belo
Horizonte, MG.
163
� Vector Engineering, (2002). Codisposição de rejeitos, 17 p. Disponível em
www.vectoreng.com. Acessado em fevereiro de 2008.
� Wickland, B. E.; Wilson, G. W. (2005). Research of co-disposal of tailings and waste
rock. Geotechnical News, 35-38.
� Wickland, B. E.; Wilson, G. W.; Wijewickreme, D.; Klein, B. (2006). Design and
evaluation of mixtures of mine waste rock and tailings. Canadian Geotechnical Journal;
43, 9; ProQuest Science Journals, 928-945.
� Williams, D. J. & Kuganathan, V. (1992). Co-disposal of fine and coarse grained coal
mine washery wastes by combined pumping. International Journal of Environmental
Issues in Minerals and energy Industry, 53-58.
164
AP�DICE A ________________________________________________________
A – A�ÁLISES DE ESTABILIDADE - VALE (2002)
165
Nas Figuras A.1 à A.5 são apresentados os resultados das análises de estabilidade da Aba
Oeste. Estas análises estão divididas em dois cenários, sendo:
1) Situação Final – Superfície Global pela Fundação
Neste cenário adotou-se a geometria dos taludes para a conformação final da cava e da PDE, o
modelo geológico geomecânico existente, a ocupação pelos rejeitos na elevação 867 metros e
o lago com N.A na elevação 870 metros.
Os parâmetros de resistência adotados são aqueles apresentados anteriormente (Vale, 2002).
As análises buscaram investigar a condição mais crítica para a superfície de ruptura
discretizada pela fundação, e portanto, mobilizando praticamente a totalidade da PDE.
2.453
Rejeito
FFXT II
PDE FFSX
Lago
(x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5
Elevação (m
etros) (x 1000)
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
Figura A.1 - Superfície de Ruptura pela Fundação da PDE - Aba Oeste (Vale, 2002)
166
2) Situação Final – Superfície Global pela PDE nas elevações 775, 815, 855 e 870 m
Nestes cenários adotou-se a geometria dos taludes para a conformação final da cava e da
PDE, o modelo geológico geomecânico existente, a ocupação pelos rejeitos na elevação 867
metros e lago com N.A na elevação 870 metros.
Os parâmetros de resistência adotados são aqueles apresentados anteriormente (Vale, 2002).
As análises buscaram investigar a condição mais crítica para as superfícies de ruptura
discretizadas na própria PDE com tangência em diferentes elevações, 775, 815, 855 e 870 m,
tomadas sobre o talude final da PDE.
2.941
Rejeito
FFXT II
PDE FFSX
Lago
(x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5
Elevação (metros) (x 1000)
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
Figura A.2 - Superfície de Ruptura pela PDE na elevação 775 m - Aba Oeste (Vale, 2002)
167
1.976
Rejeito
FFXT II
PDE FFSX
Lago
(x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5
Elevação (metros) (x 1000)
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
Figura A.3 - Superfície de Ruptura pela PDE na elevação 815 m - Aba Oeste (Vale, 2002)
1.369
Rejeito
FFXT II
PDE FFSX
Lago
(x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5
Elevação (metros) (x 1000)
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
Figura A.4 - Superfície de Ruptura pela PDE na elevação 855 m - Aba Oeste (Vale, 2002)
1.492
Rejeito
FFXT II
PDE FFSX
Lago
(x 1000)
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5
Elevação (metros) (x 1000)
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
Figura A.5 - Superfície de Ruptura pela PDE na elevação 870 m - Aba Oeste (Vale, 2002)
168
AP�DICE B ________________________________________________________
B – A�ÁLISES DE ESTABILIDADE - SPEC (2004)
169
1.343
REJEITO
ESTÉRIL
XISTO- VI
FF- VI
XISTO- II
EL.945,00
Mina do Cauê - CVRDPilha de Estéril da Aba OesteEstudo de Estabilidade
File Name: NA880_Ru02.slpLast Saved Date: 09/07/04Analys is Method: Bishop
RejeitoSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohesion (KN/m²): 0Phi: 32
Estéri lSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohes ion (KN/m²): 15Phi: 26
Xisto - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 19Cohesion (KN/m²): 20Phi: 20Ru (added): 0.2
FF - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohesion (KN/m²): 60Phi: 36
Xisto - IISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohesion (KN/m²): 400Phi: 50
NA - 880,00
Elevação (m) (x 1000)
0.62
0.66
0.70
0.74
0.78
0.82
0.86
0.90
0.94
0.98
Figura B.1 - Superfície de ruptura circular pela PDE na elevação 945m (ru – 0,2) - Aba Oeste (SPEC, 2004)
170
2.432
REJEITO
ESTÉRIL
XISTO- VI
FF- VI
XISTO- II
EL.945,00
Mina do Cauê - CVRDPilha de Estéril da Aba OesteEstudo de Estabilidade
File Name: NA880_Ru02_fund.s lpLast Saved Date: 09/07/04Analys is Method: Bishop
RejeitoSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohesion (KN/m²): 0Phi: 32
Estéri lSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohes ion (KN/m²): 15Phi: 26
Xis to - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 19Cohes ion (KN/m²): 20Phi: 20Ru (added): 0.2
FF - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohes ion (KN/m²): 60Phi: 36
Xis to - IISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohesion (KN/m²): 400Phi: 50
NA - 880,00
Elevação (m) (x 1000)
0.62
0.66
0.70
0.74
0.78
0.82
0.86
0.90
0.94
0.98
Figura B.2 - Superfície de ruptura poligonal no Xisto VI na elevação 945m (ru – 0,2) - Aba Oeste (SPEC, 2004)
171
1.343
REJEITO
ESTÉRIL
XISTO- VI
FF- VI
XISTO- II
EL.945,00
Mina do Cauê - CVRDPilha de Estéril da Aba OesteEstudo de Estabilidade
File Name: NA880_Ru05.s lpLas t Saved Date: 09/07/04Analysis Method: Bishop
RejeitoSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohes ion (KN/m²): 0Phi: 32
Estéri lSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohesion (KN/m²): 15Phi: 26
Xisto - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 19Cohesion (KN/m²): 20Phi: 20Ru (added): 0.5
FF - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohesion (KN/m²): 60Phi: 36
Xisto - IISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohesion (KN/m²): 400Phi: 50
NA - 880,00
Elevação (m) (x 1000)
0.62
0.66
0.70
0.74
0.78
0.82
0.86
0.90
0.94
0.98
Figura B.3 - Superfície de ruptura circular pela PDE na elevação 945m (ru – 0,5) - Aba Oeste (SPEC, 2004)
172
1.672
REJEITO
ESTÉRIL
XISTO- VI
FF- VI
XISTO- II
EL.945,00
Mina do Cauê - CVRDPilha de Estéril da Aba OesteEstudo de Estabil idade
File Name: NA880_Ru05_fund.slpLast Saved Date: 09/07/04Analys is Method: Bishop
RejeitoSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohes ion (KN/m²): 0Phi: 32
Estéri lSoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 18Cohes ion (KN/m²): 15Phi: 26
Xisto - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 19Cohesion (KN/m²): 20Phi: 20Ru (added): 0.5
FF - VISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 30Cohesion (KN/m²): 60Phi: 36
Xisto - IISoi l Model: Mohr-CoulombUnit Weight (KN/m³): 26Cohesion (KN/m²): 400Phi: 50
NA - 880,00
Elevação (m) (x 1000)
0.62
0.66
0.70
0.74
0.78
0.82
0.86
0.90
0.94
0.98
Figura B.4 - Superfície de ruptura poligonal no Xisto VI na elevação 945m (ru – 0,5) - Aba Oeste (SPEC, 2004)
173
AP�DICE C ________________________________________________________
C – A�ÁLISES DE ESTABILIDADE - RDIZ (2008)
174
1.30
1.46
1.53
1.30
1.74
1.90
1.90
1.30
W
W
1.30
1.46
1.53
1.30
1.74
1.90
1.90
1.30
Estéril Novo
Xisto II
FF VI
Esteril Existente
RejeitoXisto VI
Safety Factor
1.20
1.25
1.30
1.35
1.40
1.45
1.50
1.55
1.60
1.65
1.70
1.75
1.80
1.85
1.90
1.95
2.00
2.05
2.10
2.15
2.20+
700 m
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
1350
1400
1450
1500
1550
1600
1650
1700
1750
200 m 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700 1750
Figura C.1 – Seção crítica – Parâmetro B=0,50 (Xisto VI) – nível freático elevado –
reservatório EL.795 m (RDIZ, 2008)
1.55
1.60
1.80
1.65
1.60
1.93
1.55
W
W
1.55
1.60
1.80
1.65
1.60
1.93
1.55
Estéril Novo
Xisto II
FF VI
Esteril Existente
Rejeito
Xisto VI
Safety Factor
1.40
1.45
1.50
1.55
1.60
1.65
1.70
1.75
1.80
1.85
1.90
1.95
2.00
2.05
2.10
2.15
2.20
2.25
2.30
2.35
2.40+
750 m
800
850
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
1350
1400
1450
1500
1550
1600
1650
1700
1750
1800
1850
1900
50 m 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700 1750
Figura C.2 – Seção crítica – nível freático normal – reservatório EL.795 m (RDIZ, 2008)
175
1.31
1.45
1.54
1.501.56
1.31
W
W
1.31
1.45
1.54
1.501.56
1.31
Estéril Novo
Xisto II
FF VI
Esteril Existente
RejeitoXisto VI
Safety Factor
1.30
1.35
1.40
1.45
1.50
1.55
1.60
1.65
1.70
1.75
1.80
1.85
1.90
1.95
2.00
2.05
2.10
2.15
2.20
2.25+
750 m
800
850
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
1350
1400
1450
1500
1550
1600
1650
1700
1750
1800
1850
1900
50 m 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700 1750
Figura C.3 – Seção crítica – Parâmetro B=0,50 (Xisto VI) – nível freático elevado –
reservatório EL.840 m (RDIZ, 2008)
1.57
1.61
1.64
1.65
1.95
1.60
1.57
W
W
1.57
1.61
1.64
1.65
1.95
1.60
1.57
Estéril Novo
Xisto II
FF VI
Esteril Existente
RejeitoXisto VI
Safety Factor
1.40
1.50
1.60
1.70
1.80
1.90
2.00
2.10
2.20
2.30
2.40
2.50
2.60+
700 m
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
1350
1400
1450
1500
1550
1600
1650
1700
1750
1800
1850
50 m 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700 1750
Figura C.4 – Seção crítica – nível freático normal – reservatório EL.840 m (RDIZ, 2008)
176
1.34
1.45
1.37
1.46
1.48
1.34
W
W
1.34
1.45
1.37
1.46
1.48
1.34
Estéril Novo
Xisto II
FF VI
Esteril ExistenteRejeito
Xisto VI
Safety Factor
1.20
1.25
1.30
1.35
1.40
1.45
1.50
1.55
1.60
1.65
1.70
1.75
1.80
1.85
1.90
1.95
2.00
2.05
2.10
2.15
2.20+
750 m
800
850
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
1350
1400
1450
1500
1550
1600
1650
100 m 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600 1650 1700
Figura C.5 – Seção crítica – Parâmetro B=0,50 (Xisto VI) – nível freático elevado –
reservatório EL.880 m (RDIZ, 2008)
1.58
1.58
1.71
2.04
1.98
1.58
W
W
1.58
1.58
1.71
2.04
1.98
1.58
Estéril Novo
Xisto II
FF VI
Esteril ExistenteRejeito
Xisto VI
Safety Factor
1.40
1.50
1.60
1.70
1.80
1.90
2.00
2.10
2.20
2.30
2.40
2.50
2.60+
700 m
750
800
850
900
950
1000
1050
1100
1150
1200
1250
1300
1350
1400
1450
1500
1550
1600
1650
1700
150 m 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600
Figura C.6 – Seção crítica – nível freático normal – reservatório EL.880 m (RDIZ, 2008)
177
1.65
2.51
1.651.65
2.51
1.65
Estéril Novo
Safety Factor
1.50
1.60
1.70
1.80
1.90
2.00
2.10
2.20
2.30
2.40
2.50
2.60
2.70+
940 m
950
960
970
980
990
1000
1010
1020
1030
1040
1050
1060
1070
1080
1090
880 m 890 900 910 920 930 940 950 960 970 980 990
Figura C.7 – Análise local – PDE Projetada (RDIZ, 2008)
1.71
1.82
1.69
1.78
1.92
1.71
1.82
1.69
1.78
1.92
Esteril Existente
Safety Factor
1.50
1.60
1.70
1.80
1.90
2.00
2.10
2.20
2.30
2.40
2.50
2.60
2.70+
830 m
840
850
860
870
880
890
900
910
920
930
940
950
960
1150 m 1160 1170 1180 1190 1200 1210 1220 1230 1240 1250 1260 1270 1280 1290 1300
Figura C.8 – Análise local – PDE Existente (RDIZ, 2008)
178
AP�DICE D ________________________________________________________
D – A�ÁLISE ESTATÍSTICA DOS DADOS DE COESÃO
E Â�GULO DE ATRITO DO ESTÉRIL
179
Figura D.1 – Análise estatística dos dados de coesão do estéril
Figura D.2 – Análise estatística dos dados de ângulo de atrito do estéril
180
AP�DICE E ________________________________________________________
E – MÓDULOS DE ELASTICIDADE DO REJEITO E
DO ESTÉRIL
181
Figura E.1 – Módulo secante (50%) x Índice de densidade do rejeito (Modificado – Presotti,
2002)
Figura E.2 – Módulo secante (50%) x Índice de densidade do rejeito (Modificado – Presotti,
2002)
35
182
Figura E.3 – Módulo secante (50%) x Índice de densidade do rejeito (Modificado – Presotti,
2002)
Figura E.4 – Módulo secante (50%) x Índice de vazios do estéril (Modificado – SBC, 2005)
65