Artigos científicos para auxilo de TCC - Mecanica dos solos

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BARRAGEM EXECUTADA COM REJEITOS DE MINÉRIO DE FERRO
R. G. Busch
Geoconsultoria
P. C. Abrão
Geoconsultoria
S. L. de Oliveira
Geoconsultoria
G. S. Abrão
Geoconsultoria
A. da C. S. Neto
CVRD – Companhia Vale do Rio Doce
RESUMO: A Companhia Vale do Rio Doce, na sua mina de Timpobepa (MG), encontra-se
presentemente necessitando construir uma nova barragem de rejeitos. As condições locais,
caracterizadas principalmente por topografia muito acidentada, e pouca disponibilidade de bons
materiais de construção, levaram ao estudo de utilização de rejeitos como o principal material de
construção; de acordo com os testes iniciais, estes se mostraram bastante adequados para a
construção utilizando técnicas de aterro hidráulico, além de apresentarem boas propriedades de
engenharia. As principais características do projeto elaborado são: uma barragem inicial, executada
com solo, duas galerias extravasoras de concreto (operando em diferentes fases), e alteamento até
uma altura total de cerca de 90 m com rejeitos, utilizando-se o método de linha de centro com
algum deslocamento do eixo para montante. Neste artigo, são descritas as condições geológico-
geotécnicas do local, os principais resultados das investigações geotécnicas de campo e laboratório,
e os principais aspectos do projeto.
1. INTRODUÇÃO
A barragem do córrego do Doutor destina-
se à contenção de rejeitos provenientes da
usina de concentração de Timbopeba, da
Companhia Vale do Rio Doce, que beneficia
minérios de ferro procedentes desta mina e da
mina de Capanema. A produção de rejeitos a
serem estocados é prevista em:
· 1,93 x 106 t/ano de rejeitos de flotação;
· 1,24 x 106 t/ano de lama (finos).
Os rejeitos acima são descartados em forma
de polpa com, respectivamente, 50 a 55 %, e
40 % de sólidos em massa.
Estando próxima à exaustão a capacidade da
barragem de Timbopeba, anteriormente
destinada a essa finalidade, foi escolhido o vale
do córrego do Doutor como nova área de
disposição. Para o estudo do tempo de
assoreamento do reservatório, foram adotados
os seguintes valores médios de pesos
específicos aparente secas:
· 14 kN/m3 para os rejeitos de flotação;
· 10 kN/m3 para a lama.
Apesar de serem relativamente
conservadores (baixos) os valores acima, a
barragem projetada, que atingirá cerca de 90 m
de altura na etapa final, propiciará uma vida
útil para o reservatório de cerca de 25 anos.
Em face das características do local, haverá
necessidade de construir ainda 3 diques
auxiliares, de menor altura.
A obra será executada em etapas. Na fase
inicial será executada uma barragem de terra
homogênea com pouco mais de 30 m de altura,
a qual será progressivamente alteada com
rejeitos pelo método de linha de centro, com
algum deslocamento do eixo para montante.
A escolha desse método de alteamento
deveu-se, por um lado a razões econômicas, já
que as condições locais são muito adversas à
170
uma barragem convencional, seja pela escassez
de materiais adequados, seja pelas condições
topográficas, que implicam numa relação
muito desfavorável entre os volumes de
reservatório e de barragem; por outro lado, os
rejeitos grossos gerados têm boas propriedades
para execução de uma barragem construída
pela técnica de aterro hidráulico, cujo custo é
muito inferior ao de um aterro mecânico,
especialmente quando se tratam de grandes
volumes.
A posição relativa dos eixos inicial e final,
que implicou na utilização do denominado
método de linha de centro, deveu-se às
condições topográficas, além de propiciar esse
método o atendimento de requisitos técnicos na
construção da denominada zona estrutural da
barragem, que é aquela a jusante do seu eixo.
2. ARRANJO GERAL DA BARRAGEM E
RESERVATÓRIO
Na Figura 1 é apresentado o arranjo geral da
obra. Conforme se observa, a barragem dista
cerca de pouco mais de 4 km em linha reta da
usina de concentração. A cota da sua crista fica
cerca de 200 m abaixo do pátio da usina, o que
favorece a descarga dos rejeitos por gravidade.
Os rejeitos serão conduzidos da usina até o
reservatório por meio de 2 tubulações de
PEAD com diâmetro interno de 355 mm,
reduzindo para 305 mm no seu trecho final,
para ambos tipos de rejeitos; essas duas
tubulações correm juntas na maior parte da sua
extensão. Os rejeitos finos (lama) serão
descartados no reservatório no lado oposto à
ombreira esquerda da barragem, a qual
propiciará a pressão necessária para a operação
de ciclonagem. Haverá sempre uma derivação
para propiciar o lançamento de rejeitos grossos
no reservatório quando não se estiver
ciclonando. o perfil da tubulação terá
inclinação média de 2,5 % na maior parte da
sua extensão.
No local previsto para a barragem principal, a
cota do fundo do vale está pouco acima de 740.
Na fase final, previu-se atingir a cota 830,o que
gera a necessidade de construir
Figura 1 - Arranjo Geral. 
171
ainda 3 diques auxiliares; o primeiro deles
situa-se na ombreira direita, e nada mais é do
que a continuidade da barragem principal,
formando com o eixo desta um ângulo
próximo a 90°. Os dois outros diques situam-se
em selas existentes, uma à direita e outra à
esquerda da barragem principal.
 
 
 3. CARACTERÍSTICAS DO LOCAL
 
 3.1 Condições Geológicas
 
 A geologia local é caracterizada
principalmente pela ocorrência de solos
residuais de rochas do grupo Caraça (quartzitos
e filitos), formação Gandarela (dolomitos,
itabiritos dolomíticos), grupo Itabira (itabirito,
itabiritos filíticos e dolomíticos) e formação
Santo Antônio (quartzitos e filitos). A rocha
propriamente dita encontra-se a profundidade
demasiada para apresentar qualquer tipo de
condicionamento do projeto. Existem ainda
formações mais recentes, caracterizadas por
cangas e lateritas superficiais, além de camada
de aluvião relativamente espessa no fundo do
vale, esta última de características
predominantemente arenosas.
No local da barragem o vale é assimétrico,
tanto em relação às cotas superiores, como em
termos de declividade das ombreiras. A
ombreira direita apresenta cota máxima
próxima a 825 m e declividade média de 30 %;
a ombreira esquerda apresenta cota máxima
bem mais elevada, superior a 1000 m, e
declividade média de 20 %. O leito do córrego
é relativamente plano, com baixa declividade
no local devido ao grande assoreamento
ocorrido, apresentando cota próxima a 743 m,
e largura entre 8 e 15 m. A várzea apresenta
largura entre 40 e 60 m, e apenas localmente
atinge extensões maiores.
 3.2 Condições Geotécnicas
 
O mapeamento geotécnico é apresentado a
seguir na Figura 2, enquanto na Figura 3 se
apresenta uma seção pelo eixo da barragem
principal.
A fundação de barragem principal apresenta
dois grandes compartimentos geotécnicos: o
primeiro corresponde à região das ombreiras,
acima da cota 746 m, aproximadamente; o
segundo corresponde à região da várzea do
córrego do Doutor.
As ombreiras apresentam-se recobertas por
uma camada de solo coluvionar, argilo-siltoso
e argilo-arenoso, com pedregulhos dispersos,
cores predominantes vermelho e amarelo,
consistência mole a média, eventualmente
muito mole. A espessura varia entre 1 e 4 m,
com valor médio de 2 m. Na ombreira
esquerda é comum ocorrer uma argila
manganesífera, escura, assim como a presença
de fragmentos duros de formação ferrífera no
colúvio. Na margem direita ocorre localmente
uma crosta endurecida, semelhante a uma
canga laterítica
Os ensaios de infiltração executados no
colúvio mostram que o coeficiente de
permeabilidade (k) varia de 0,7 x 10-6 a 2,9 x
10-4 cm/s. Os valores mais frequentes situam-
se na faixa de 0,5 a 2,1 x 10-4 cm/s.
Na região baixa, correspondente à várzea,
ocorre uma espessa camada de solo
transportado, de origem aluvionar. Na calha do
córrego e na várzea, onde a mesma apresenta
pequena largura, o aluvião é arenoso,
composto por uma areia fina a média, com
abundânciade hematita, com níveis bastante
argilosos e também de areia grossa.
Comumente ocorrem seixos e pedregulhos
dispersos na areia. Na base a areia torna-se
mais grossa, aumentando a quantidade de
seixos. A cor predominante é cinzento, mas
também amarelada. A areia apresenta-se fofa
no topo, passando a pouco a medianamente
compacta e até compacta na base.
A espessura média do aluvião na calha do
rio é de 8,0 m, reduzindo-se no sentido das
ombreiras. Conforme apresentado nas seções,
o contato entre o aluvião e o colúvio deve ser
interdigitado, com o colúvio remontando no
aluvião. Os ensaios para cálculo de
permeabilidade, executados no aluvião
arenoso, mostram valores de k entre 3,7 x 10-5
a 2,3 x 10-3 cm/s.
Pouco a jusante do eixo da barragem ocorre
um alargamento da várzea e o aluvião arenoso
passa a ocorrer mais na calha do córrego,
enquanto nas laterais da várzea o aluvião
torna-se mais argiloso, com seixos e
pedregulhos finos, consistência mole a muito
mole, cor predominantemente vermelha. A
172
espessura varia entre 2 e 4 m. Ensaios de
permeabilidade executados no aluvião argiloso
indicaram coeficientes desde o impermeável
até 3,4 x 10-5 cm/s.
Sotoposto ao solo transportado, coluvionar
nas ombreiras e aluvionar na várzea, ocorre o
solo residual silto-arenoso a areno-siltoso,
cores variadas, predominando o cinza e
esbranquiçado, mas também amarelo e
vermelho. Este horizonte de solo quase sempre
é pouco estruturado no topo, mas em
profundidade passa a apresentar uma foliação
marcante, com mergulho médio entre 30 e 40°;
é medianamente a pouco compacto, gradando
em profundidade a compacto. O solo residual é
produto de alteração sobre quartzo-filitos e
quartzitos impuros, com intercalações de filito
e formação ferrífera.
A espessura do solo residual não foi
definida neste estudo, visto que nenhuma
sondagem penetrou na rocha. As investigações
mostram que o solo apresenta grande
espessura, superior a 20,0 m na várzea. Os
ensaios de infiltração executados no solo
residual, tanto nas ombreiras como na várzea,
mostram valores de k entre o impermeável e
4,9 x 10-4 cm/s. Os valores mais frequentes
variam de 1,0 x 10-5 a 1,2 x 10-4 cm/s.
A área do dique auxiliar 1, que será a
extensão da ombreira direita da barragem,
formando ângulo próximo a 90° com o eixo da
mesma, apresenta-se recoberta por uma
delgada camada de solo coluvionar; de
composição argilo-arenosa, com espessura
entre 1 e 2 m no alto topográfico, espessando-
se para jusante, até atingir 5,0 m a jusante do
"off-set" da barragem. Os ensaios de infiltração
neste colúvio mostram valores para o
coeficiente de permeabilidade entre 1,7 x 10-6 e
0,7 x 10-5 cm/s. Sotoposto ao colúvio ocorre o
solo residual siltoso a silto-arenoso,
esbranquiçado a cinzento, medianamente
compacto no topo, passando a compacto em
profundidade, produto de alteração de
quartzitos impuros, com intercalações de
formação ferrífera. Os ensaios para cálculo do
coeficiente de permeabilidade fornecem
valores entre o impermeável e 4,3 x 10-5 cm/s.
Figura 2 - Mapa Geológico-Geotécnico
173
Figura 3 - Seção pelo Eixo da Barragem Principal
A área do dique auxiliar 2 é integralmente
recoberta por um horizonte de solo coluvionar,
argilo-arenoso, amarelado a cinzento; situação
análoga ocorre na área do dique 3, que vem a
ser apenas uma extensão da barragem na sua
ombreira esquerda.
Dados obtidos em diversos locais mostram
que na região o solo residual apresenta-se, de
modo geral, bem estruturado, com foliação
dominante N20-40W/20-45NE. Os quartzitos
que ocorrem na margem do córrego, já na área
do reservatório, apresentam intenso
desplacamento, mostrando anisotropia
marcante.
As áreas de empréstimo de solo ficarão
localizadas na região do reservatório. As
características geotécnicas nesses locais são
semelhantes àquelas verificadas para as
ombreiras da barragem principal e dos diques
auxiliares.
3.3 Ensaios de Laboratório
Para a elaboração do projeto foi executado
um número relativamente grande de ensaios,
que obviamente não cabe aqui repetir.
Abordam-se apenas aqueles que têm uma
importância maior no projeto.
3.3.1 Ensaios sobre Solos Aluvionares
Esse é o caso do solo aluvionar na várzea do
córrego, cuja remoção procurou-se evitar, pelo
menos em parte, tendo em vista o alto custo
que isto representaria. As amostras coletadas
apresentaram granulometria de areia com finos
em proporção variável, de 15 a 27% passando
na peneira n° 200, em geral com
comportamento não plástico. A fração arenosa
tem constituição variável, predominando
geralmente a areia fina. A densidade dos
sólidos elevada - entre 30 e 33 kN/m3 - é
indicativa da presença de hematita.
Como não houve possibilidade de coleta de
amostras indeformadas do material acima, fêz-
se a moldagem de corpos de prova em
laboratório com compacidade relativa de 25%,
conforme se inferiu dos resultados dos SPT-T
determinados em sondagens. Esses corpos de
prova foram submetidos a ensaios triaxiais do
tipo adensado-rápido com medida de pressão
neutra, com saturação por contrapressão.
Em face da baixa compacidade relativa, as
envoltórias aparentes de resistência resultaram
muito baixas; em termos de pressões efetivas,
os resultados foram c' = 0 e f' = 22° para uma
amostra, e c' = 15 kPa e f' = 17,5° para uma
segunda amostra. Esses valores, de fato,
correspondem aos picos de resistência durante
os ensaios não drenados, e não à linha de
estados críticos, que só é atingida após grandes
deformações, em virtude da liqüefação do
material.
Foram também executados ensaios triaxiais
em que se busca provocar a liquefação dos
corpos de prova de acordo com técnica
desenvolvida por Castro (1969). Os resultados
são apresentados na Figura 4, em que se indica,
para o momento da liquefação, o índice de
vazios e a correspondente pressão confinante
efetiva. As resistências que se verificaram para
baixas compacidades relativas e numa
condição eventual de liquefação situaram-se
um pouco acima daquelas determinadas nos
ensaios convencionais.
Em face dos resultados acima, o projeto
174
previu a retirada desse tipo de material sob a
barragem principal e dique inicial, até a
profundidade em que se verifica o aumento da
compacidade do mesmo, evidenciada pelo
aumento da resistência à penetração do
amostrador nas sondagens (além do cut-off do
dique inicial).
0.50
0.52
0.54
0.56
0.58
0.60
0.62
0.64
0.66
0.68
0.70
0 20 40 60 80 100 120 140
Pressões confinantes efetivas na ruptura (kPa)
Ín
d
ic
e 
d
e 
va
zi
o
s
CR = 45%
CR = 30%
CR = 15%
CR = 60%
Figura 4 - Ensaios de Liquefação sobre Solo
Aluvionar Arenoso
3.3.2 Solos Coluvionares de Ombreiras da
Barragem Principal e Diques Auxiliares
Foram coletados 3 blocos de amostras em
poços exploratórios numa profundidade de 2
m, onde ocorre solo coluvionar, normalmente
de resistência menor que o solo residual
subjacente. O objetivo de se pesquisar esse tipo
de material é para verificar a possibilidade de
ruptura ao longo do contacto do maciço com a
sua fundação. O solo é do tipo fino, com mais
de 50% da massa abaixo da peneira n° 200
(0,075 mm), de características siltosas.
A resistência a cisalhamento, determinada
em ensaios triaxiais em corpos de prova
saturados, teve resultados muito variáveis das
respectivas envoltórias, em termos de pressões
efetivas. No caso da amostra do poço PI-101,
localizado na ombreira direita da barragem
principal, o resultado foi baixo, resultando um
intercepto de coesão nulo e um ângulo de atrito
de 27°. Já para o PI-102, localizado na
ombreira esquerda, o resultado foi alto, com
coesão de 30 kPa e ângulo de atrito de 33°; o
resultado da amostra do PI-103, a jusante do
dique 1, situou-se numa posição intermediária.
4. CARACTERÍSTICAS DOS REJEITOS
Foram executados ensaios sobrerejeitos de
flotação e lama com vistas principalmente ao
uso previsto dos primeiros como principal
material de construção da barragem principal e
dique 1; além disso, foram executados ensaios
sobre ambos materiais, destinados a permitir
previsões do assoreamento do reservatório a
ser criado. Tendo em vista as peculiaridades
dos minérios, levou-se em consideração a sua
diferente origem, na mina de Capanema e na
mina de Timbopeba.
4.1 Rejeitos de Flotação
Como em outras barragens, previu-se o
emprego de ciclonagem para produzir rejeitos
mais grosseiros do que aqueles gerados na
usina de concentração, tendo em vista o seu
emprego como material de aterro. Com esse
intuito, foram realizados diversos testes de
ciclonagem pela CVRD para prover amostras
para os ensaios. Em cada teste coletou-se
amostra da parte sólida da polpa de
alimentação, do "overflow" e do "underflow"
da ciclonagem, considerando-se que o
"overflow" deverá situar-se na parte de
montante da barragem, formando praia, e o
"underflow" formará o maciço de jusante, que
é a zona mais importante do ponto de vista
estrutural. Em cada série de testes buscou-se,
em tese, coletar um conjunto de amostras de
rejeitos de Timbopeba (TO), um conjunto de
Capanema (CM), e um conjunto de mistura dos
dois rejeitos (CM + TO).
Nas Figuras 5a e 5b apresentam-se resultados
de ensaios de granulometria das diversas
frações da ciclonagem para os testes
denominados 1 (condições mais pessimistas,
com material mais fino) e 4 (mais
representativo das condições médias).
PedregulhoGrossaMédiaAreia finaSilteArgila
 Alimentação (CM+TO-Teste 1)
 O/F (CM+TO-Teste 1)
 U/F (CM+TO-Teste 1)
(ABNT)
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
100
0.001 0.01 0.1 1 10 100
400 270 10 4Peneiras (ASTM) 200 100 60 40 20
f (mm)
Figura 5a - Curvas Granulmétricas Típicas dos
Rejeitos de Flotação (Teste 1)
175
PedregulhoGrossaMédiaAreia finaSilteArgila
 Alimentação (CM+TO-Teste 4)
 O/F (CM+TO-Teste 4)
 U/F (CM+TO-Teste 4)
(ABNT)
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
100
0.001 0.01 0.1 1 10 100
400 270 10 4Peneiras (ASTM) 200 100 60 40 20
f (mm)
Figura 5b - Curvas Granulométricas Típicas
dos Rejeitos de Flotação (Teste 4)
As amostras de "underflow" mostraram
granulometria mais uniforme que as de
alimentação, como seria de esperar. Os
diâmetros d10 (correlacionáveis com os
coeficientes de permeabilidade) variaram de
0,037 a 0,048 mm; os coeficientes de não
uniformidade resultaram na faixa de 2 a 3.
Essas características, aliadas à ausência de
coesão, traduzem uma suscetibilidade muito
grande desses rejeitos à erosão. A fração de
finos passantes na peneira n° 200 (0,074 mm)
variou de 25 a 35%, uma faixa pequena
considerando-se a diversidade na alimentação;
da fração mais grossa, 100% passa na peneira
40.
Já o "overflow" apresentou sempre mais de
90% passando na peneira 100, com variações
bem mais acentuadas da fração passando na
peneira 200, de cerca de 50 a 75%. Como
consequência da alimentação, as partículas
finas apresentaram diâmetros acima de 5 m,
com 4 a 11% da massa total abaixo desse
valor.
Os coeficientes de permeabilidade do
"underflow" situaram-se na faixa dos 10-4 cm/s.
Em termos práticos, esses valores podem ser
considerados como um limite inferior de
permeabilidade onde torna-se viável, do ponto
de vista prático, a execução de ciclonagem no
corpo da barragem. São previsíveis algumas
dificuldades executivas em função disto, já que
a ordem de grandeza do tempo necessário à
drenagem desse material, para passar do estado
saturado a um teor de umidade que permita o
manuseio, será de alguns dias.
Os coeficientes de permeabilidade do
"overflow" variaram na faixa de 10-5 a 10-
4cm/s, com diferença pequena dos
correspondentes valores do "underflow", o que
não é ideal do ponto de vista do projeto, que
seria a existência de uma zona de montante de
permeabilidade bem menor que a de jusante,
para gerar o rebaixamento do lençol freático
nesta última.
Para os estudos de estabilidade da barragem
foram feitos ensaios de compressão triaxial em
corpos de prova saturados por contrapressão,
do tipo adensados rápidos com medida de
pressão neutra, e com deformações
controladas. Esses ensaios têm sido
empregados normalmente em projetos desse
tipo para a determinação de envoltórias de
resistência em termos de pressões efetivas
(parâmetros c' e f'). No presente caso
observou-se, conforme os gráficos da Figura 6,
que ocorre o pico de resistência dos corpos de
prova antes que seja atingida a linha de estados
críticos. O ponto onde esse fenômeno ocorre é
caracterizado por uma mudança relativamente
abrupta na trajetória de tensões efetivas,
quando ocorre diminuição da resistência e se
desenvolvem grandes pressões neutras, até que
essa trajetória atinja finalmente a linha de
estados críticos, comportamento esse típico de
liqúefação dos corpos de prova. Como o
critério usual é considerar a ruptura como
ocorrendo quando se atinge a máxima tensão
axial, a ocorrência do fenômeno acima tende a
falsear a determinação de envoltórias de
tensões efetivas para o caso de solicitações
drenadas, razão pela qual foram acrescentadas
duas colunas à Tabela 1, em que se colocam os
valores dos parâmetros c'CORR e f'CORR
correspondentes à linha de estados críticos,
além dos valores de c’ e f', correspondentes
aos p icos de resistência para solicitações não
drenadas.
Como conclusão dos resultados dos ensaios
triaxiais, adotaram-se os seguintes critérios
para as resistências nos estudos de
estabilidade:
· a linha de estados críticos para as zonas
do maciço não saturadas, onde não se
considera a possibilidade de liquefação;
· a envoltória determinada pela máxima
tensão axial para zonas do maciço saturadas.
A conclusão mais importante dos ensaios de
resistência foi de que os rejeitos - "overflow" e
"underflow" - apresentam suscetibilidade à
liquefação mesmo para compacidades relativas
médias (de 50% na maioria dos ensaios) e
mesmo em ausência de vibrações (que é a
176
causa mais comum de liquefação). Como
consequência disto, providências de projeto e
execução deverão ser adotadas para prevenir
esse tipo de ocorrência, de resultados
catastróficos. Em tese, os tipos de providências
para tal finalidade são drenagem e
compactação, especialmente da zona de jusante
da barragem.
4.2 Lamas
As curvas granulométricas das lamas
apresentaram pelo menos 95% das partículas
passam na malha 400, sendo a lama de
Timbopeba mais fina que a de Capanema.
Para prever as condições de adensamento da
lama no reservatório, foram realizados ensaios
de adensamento, que requerem condições
especiais em virtude da baixíssima
consistência da lama quando do seu
lançamento no reservatório. Na verdade, as
lamas são deixadas inicialmente sedimentar,
executando-se os ensaios de adensamento após
remover-se a água decantada.
Os ensaios de adensamento foram executados
em oedômetro de 14 cm por 4 cm de altura,
com deformações constantes. As curvas
correlacionando as tensões efetivas com os
índices de vazios são apresentadas na Figura 7.
Os correspondentes coeficientes de
permeabilidade variaram de 1 x 10-5 cm/s, no
início dos ensaios, a valores inferiores a 10-7
cm/s na fase final.
Observa-se que, para pressões efetivas muito
baixas, como 1 kPa, o índice de vazios
correspondente é 2, valor esse que, embora
alto, torna-se baixo se comparado aos de outras
lamas de mineração. Tendo em vista os altos
valores de densidade dos grãos, de 4,1 a 4,2
g/cm3, resultaram densidades secas mínimas de
1,4 t/m3, o que também é bem mais do que o
usual .
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
0 2 4 68 10 12 14 16
Deformação Específica Axial (%)
A
cr
és
ci
m
o
 d
e 
P
re
ss
ão
 A
xi
al
 (
kP
a) Tensão Confinante=200 kPa
Tensão Confinante=600 kPa
Tensão Confinante=800 kPa
0
50
100
150
200
250
0 200 400 600 800 1000
(ss'1 + ss'3) / 2 (kPa)
( ss
' 1
 -
 ss
' 3
) 
/ 2
 
(k
P
a)
Tensão Confinante=200 kPa
Tensão Confinante=600 kPa
Tensão Confinante=800 kPa
Figura 6 – Trajetórias dos Ensaios Triaxiais sobre amostras de U/F do Teste 4 (CM+TO)
Tabela 1 - Resultados de Ensaios sobre Amostras de Rejeitos
Caracterização Triaxial
Amostra d
(g/cm3
)
emáx emín Dr
(%
)
c
(kPa)
f
(o)
c'
(kPa)
f'
(o)
c'corr
(kPa)
f'corr
(o)
Alimentação (CM+TO-Teste 1) 3,303 - - - - - - - - -
O/F (CM+TO-Teste 1) 3,206 0,887 0,427 30 10 8,5 6 15,8 0 36,7
O/F (CM+TO-Teste 1) 3,206 0,887 0,427 50 0 11,0 0 20,0 0 38,7
U/F (CM+TO-Teste 1) 3,099 0,893 0,472 50 90 25,5 25 31,5 - -
Alimentação (CM+TO-Teste 4) 2,904 - - - - - - - - -
O/F (CM+TO-Teste 4) 3,004 - - 50 0 14,0 0 17,0 10 20,0
U/F (CM+TO-Teste 4) 2,890 - - 50 0 11,0 0 22,0 0 32,0
177
Adensamento
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
1 10 100 1000
Tensão vertical (kPa)
Ín
d
ic
e 
d
e 
va
zi
o
s
Capanema (CM)
Timbopeba (TO)
CM + TO
Figura 7 - Ensaios de Adensamento sobre Lamas
5. PROJETO DA BARRAGEM
5.1 Dique Inicial e Fundação da Barragem
Principal
O dique inicial constitui-se de um maciço
de terra compactada, a partir do qual será
alteada a barragem com rejeitos ciclonados. A
sua localização no vale foi definida de tal
forma a conciliar a busca de um eixo que
resultasse num menor volume de aterro, e que
permitisse altear a barragem com eixo
levemente deslocado para montante, para
evitar que o pé de jusante atingisse aluviões
inconsistentes da várzea do córrego. Por outro
lado a sua cota de crista foi definida para
garantir armazenamento de rejeitos durante
pelo menos 1 ano de operação, enquanto se
processar a ciclonagem dos mesmos e o
conseqüente alteamento da barragem. Cotas de
crista mais elevadas significariam
tranqüilidade operacional, mas elevariam os
custos de investimento com a construção do
dique inicial.
Dentro destas condicionantes, resultou um
dique inicial com cota de crista 770 m, altura
máxima de 25 m acima do fundo do vale atual,
e comprimento de crista de 320 m. A seção
transversal desse dique e da barragem principal
é apresentada na Figura 8.
O preparo de fundações consistirá
essencialmente em escavações para a execução
do "cut-off" e remoção de solo aluvionar fofo.
Na área da várzea, ao longo do eixo, será
escavada uma trincheira de vedação ("cut off"),
com cerca de 5 m de profundidade. Desta
trincheira para jusante, o aluvião na várzea será
removido e recompactado, iniciando-se com
espessura de 1,5 m e chegando a 2,5 m sob o
enrocamento de pé da barragem principal.
No sentido das ombreiras, sob a projeção da
crista, além do solo superficial, o terreno será
escavado com espessura de 1,0 m, onde
indicado pelo projeto, buscando-se remover os
solos superficiais de menor resistência.
Previu-se também a compactação da
superfície remanescente.
Para o dique inicial previu-se apenas, como
medida de drenagem interna, um tapete
drenante no contacto com o terreno de
fundação, composto por areia, com 1 m de
espessura, estendendo-se na várzea e
encontrando as ombreiras. Não foram julgadas
necessárias medidas adicionais, tendo em vista
o caráter essencialmente transitório desse
dique, que será coberto por rejeitos a montante
e jusante já na fase inicial de operação.
Além do pé de jusante do dique, este tapete
se conecta com outro tapete, agora do tipo
sanduíche, representado por uma camada de
brita, envelopada por camada de areia, que
termina em um enrocamento de pé.
Este tapete se estende na várzea, no sentido
das ombreiras. Sobre o talude jusante do dique
será formado um tapete contínuo de areia, que
auxiliará na drenagem do "underflow" da
ciclonagem, o qual se ligará ao tapete
sanduíche da base. Além do tapete são
previstos drenos de brita, com transições,
distribuídos no terreno de fundação para as
etapas de alteamento ("finger drains").
5.2 Alteamento
Como já referido, o alteamento do dique
inicial será executado com "underflow" de
ciclones na parte de jusante e "overflow" e
rejeitos totais na parte de montante (praia). O
método de alteamento selecionado é aquele
referido como "linha de centro", levemente
deslocado para montante. A partir de
determinadas cotas no reservatório, para evitar
fuga dos rejeitos para outras bacias de
drenagem, será necessário construir os diques
auxiliares 1, 2, e 3. O dique 1, dada sua
dimensão e cota mais baixa, será alteado
também com rejeitos, da mesma forma que a
barragem principal. Os demais serão
executados até sua cota final, em etapa única,
com terra compactada.
178
Figura 8 - Seção Principal da Barragem
O alteamento da barragem se processará
pelo lançamento de U/F na parte de jusante e
O/F na parte de montante. O U/F será
espalhado com trator, devendo ser garantida
sua compactação, até um valor de
compacidade relativa mínima de 55% para
minimizar os riscos de liquefação. O
alteamento deverá se processar com
incrementos de até 5 m. Pretende-se manter
uma largura de praia a montante em torno de
100 m, do que resulta uma condição favorável
de percolação a partir do reservatório; nesse
aspecto, deve-se levar em conta também a água
industrial lançada com os rejeitos durante a
ciclonagem e na deposição em praia.
Para o alteamento até a cota 775 m, o
volume requerido de U/F é igual ao previsto de
ser produzido, equivalendo a 25% da massa da
alimentação. Para o alteamento acima da cota
775 m, o "alteamento possível" é superior ao
"alteamento requerido", o que significa:
· o tempo de operação da ciclonagem
(turnos de trabalho) poderá ser reduzido;
· se houver necessidade, há folga para se
altear a barragem mais rapidamente para
atender a uma situação de emergência.
A razão de alteamento da crista requer
valores entre 4 e 6 m/ano nos primeiros 4 anos
de operação, decrescendo depois para a faixa
de 2m/ano.
Para a condição da altura final da barragem
alteada com rejeitos, foram efetuadas análises
de estabilidade e de percolação do maciço,
cujos principais resultados foram coeficientes
de segurança da ordem de 1,6 a 1,7, para a
seção principal, e 1,5 a 1,6 para as ombreiras. 
Se, entretanto, for considerada a
hipótese de liquefação do "overflow" a
montante do eixo da barragem, esse valor
tende a se reduzir a 1, o que reforça a
necessidade de manutenção constante de uma
razoável largura de praia, conforme previsto
pelas especificações construtivas.
6. SISTEMA EXTRAVASOR
Para a execução das obras iniciais, previu-se
que as mesmas não deverão adentrar o período
chuvoso, daí ser necessária apenas uma galeria
de desvio constituída por tubos de concreto
armado de 1,5 m de diâmetro.
Para o período operacional, previu-se uma
galeria de concreto armado na ombreira
esquerda da barragem principal, conforme a
Figura 1. Essa galeria terá seção retangular de
1,30 x 1,80 m, com emboques em cotas
variáveis de 5 em 5 m, os quais serão
tamponados à medida que o reservatório for
sendo assoreado e a barragem alteada. No seu
trecho final, haverá um canal a céu aberto,
descarregando em um rápido, com uma bacia
de amortecimento na sua extremidade.
A galeria acima terá emboques até a cota
795. Quando essa cota for atingida pelos
rejeitos, haverá necessidade de outra galeria
em cota superior.
7. CONCLUSÕES
A execução de barragens alteadas com
rejeitos utilizando o método de linha de centro,
como foi o caso ora apresentado, já vem sendo
uma rotina em minerações brasileiras desde as
últimas décadas, já estando algumas delas em
fase de abandono. As experiênciastêm sido em
geral muito bem sucedidas, atribuindo-se os
insucessos normalmente a problemas com
sistemas extravasores enterrados, cuja
179
execução, entretanto, torna-se geralmente
inevitável.
Ainda há campo para pesquisas e inovações,
especialmente no que se refere ao problema de
percolação no interior dos maciços de rejeitos
e riscos de liquefação. No primeiro caso, as
dimensões envolvidas tendem a encarecer
demasiadamente sistemas de drenagem
normalmente empregados em barragens
convencionais, fazendo com que se tenha que
lançar mão muitas vezes de "finger drains",
além de se projetar zonas de permeabilidade
diferenciada que facilitem o rebaixamento do
lençol freático de montante para jusante. Como
se tratam de obras executadas ao longo de
muitos anos, nem sempre é possível prever
corretamente as propriedades reais dos rejeitos
ao longo do tempo.
No caso de liquefação, tratando-se o nosso
caso geralmente de região não sísmica, seriam
desejáveis técnicas de ensaios e análises que
permitam prever, com alguma simplicidade e
confiabilidade, até onde se possa prescindir de
compactação na execução dos maciços,
requisito esse considerado praticamente um
dogma na execução de aterros convencionais.
8. REFERÊNCIAS
Castro, G. (1969). Liquefaction of Sands.
Harvard Soil Mechanics Series No. 81.
Harvard University, Cambridge,
Massachussets.