Murilo de Amorim Costa - Teses e Dissertações

Transcrição

UNIVERSIDADE FEDERAL DE OURO PRETO-ESCOLA DE MINAS
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA GEOTÉCNICA
CONCEPÇÃO, PROJETO E ANÁLISE GEOTÉCNICA DA
BARRAGEM DE CONTENÇÃO DE REJEITOS AURÍFEROS DE
CALCINADOS
AUTOR: MURILO AMORIM COSTA
ORIENTADOR: Dr. Romero César Gomes
Dissertação apresentada ao Programa de Pós Graduação
do Departamento de Engenharia Civil da Escola de Minas
da Universidade Federal de Ouro Preto, como parte
integrante dos requisitos para obtenção do título de Mestre
em Geotecnia Aplicada a Mineração
Ouro Preto, Junho de 2006.
Para que vislumbremos um mundo brilhante, mais alegre e humano, é preciso subir a
montanha, percorrer extenso e, muitas vezes, doloroso caminho. Somos convidados a
não nos deter no que há de penoso na subida, mas contemplar o cume da montanha. A
glória só pode ser conquistada depois de longa caminhada e com muita dedicação.
ii
iii
C837c
Costa, Murilo de Amorim.
Concepção, projeto e análise geotécnica de contenção de rejeitos auríferos de
calcinado [manuscrito]. / Murilo de Amorim Costa - 2006.
xiv, 102f. : il. color.; graf.; tabs., mapas.
Orientador: Prof. Dr. Romero César Gomes.
Área de concentração: Geotecnia
Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Escola
de Minas. Departamento de Engenharia Civil. Programa de Pós Graduação
em Engenharia Civil. .
1. Beneficiamento de minérios - Teses. 2. Minérios de ouro Teses. 3. Refugos -Teses. 4. Monitoramento ambiental - Teses I.
Universidade Federal de Ouro Preto. Escola de Minas.
Catalogação: [email protected]
iv
AGRADECIMENTOS
Primeiramente a Deus, que me permitiu a vida, os sonhos e por mais esta caminhada repleta de
alegrias, esperanças e novas amizades;
A Denise e Matheus, amigos e família de minha vida, presentes em todos os desafios e que
sempre torcem por mim;
Aos meus pais, pela educação, confiança e carinho;
Ao Professor Romero, pela coordenação do curso e pela brilhante orientação deste trabalho,
bem como pelo incentivo, dedicação e paciência;
Ao Rodrigo Vilela, por compartilhar e impulsionar o meu sonho;
A Anglogold Ashanti, pela oportunidade de realização deste trabalho;
Aos amigos mestrandos, pelas horas de estudo, companheirismo e conhecimentos
compartilhados;
Em especial aos mestrandos Roberto Filgueiras, Maurício, Alexandre e Gleydson pelo apoio nas
horas de fraqueza e dificuldades e pelas inúmeras noites de estudo em conjunto;
Ao colega Élcio Barbosa, pelas informações repassadas, pela amizade e pelo vasto material de
referência bibliográfica disponibilizado;
A UFOP e CEMIG pela estrutura do curso;
Aos professores, pelo conhecimento e experiências transmitidas;
Aos amigos de trabalho, obrigado pelas inúmeras ajudas;
A secretária do Curso de Mestrado Profissionalizante, Tainara, pela simpatia, dedicação,
atenção e disponibilidade;
v
RESUMO
Este trabalho visa estabelecer uma avaliação global das condições de estabilidade e dos
sistemas de controle e monitoramento da Barragem de Calcinados, projetada para
acumular rejeitos de minério aurífero depois do processo de ustulação, traçando um
paralelo entre as condições de estabilidade para geometria original (alteamento pela
linha de centro) e a geometria atual (alteamento para jusante), além de apontar as
principais vantagens e desvantagens oriundas da modificação da geometria da barragem
original.A Barragem de Calcinados pertence a Anglogold Ashanti Mineração Ltda e
está situada no município de Nova Lima.
Inicialmente, procedeu-se a um amplo levantamento dos procedimentos e critérios
adotados nas fases de projeto e construção da barragem e uma avaliação geral das
condições de funcionamento dos piezômetros e medidores de nível d’água instalados na
barragem.
Foram processadas as análises de estabilidade do maciço da barragem considerando-se
as condições normais de operação e algumas simulações foram processadas a fim de se
verificar a estabilidade a época do encerramento das operações (fechamento).Nestas
análises, foi utilizado o programa SLOPE/W, adotando-se os parâmetros geotécnicos
obtidos através dos ensaios de laboratório executados no ano de 1994, após oito anos de
construção do maciço com rejeitos ciclonados.
Os dados de entrada das análises de estabilidade foram tomados adotando-se a linha
freática coincidente com a linha piezométrica, obtida através da instrumentação
instalada.
Os resultados obtidos demonstram para a condição de operação atual uma condição de
estabilidade confortável, mas demonstra também que para época do fechamento, outras
medidas estabilizadoras far-se-ão necessárias.O estudo comprovou a eficiência da
piezometria instalada e do sistema de drenagem interna,amplamente favoráveis a
estabilidade global.Adicionalmente, propõe-se um sistema de controle baseado em
vi
Carta de Risco, estabelecida em termos de valores de referência admissíveis para as
leituras piezométricas.
A metodologia proposta mostra-se bastante adequada para a barragem analisada e
deverá ser implementada nas demais estruturas de contenção de rejeitos do Grupo
Anglogold Ashanti no continente Sul Americano.
vii
ABSTRAT
The aims of this paper are establishing the global evaluation of the stability conditions
and the control systems; monitoring the Calcine Dam designed for accumulating tailings
gold after the roasting process by contrasting the original design (center line raise) to
the current design (downstream raise); and showing the main advantages and
disadvantages gained with the original design modifications. The Calcine Dam belongs
to Anglogold Ashanti Mineração Ltda and it is located in Nova Lima, Minas Gerais,
Brazil.
At first, we made a data search on the procedures and criterions adopted for the dam
design development and also for its construction, evaluating the operation conditions of
the piezometers installed in the wall.
The wall stability analysis has been made considering the normal operations conditions
and some simulations had been made aiming the stability during the dam shutting. The
SLOPE/W program was used for these analysis adopting the geothecnics obtained from
the laboratory tests made in 1994, eight years after the wall construction where cicloned
tailings were used.
The input items for stability analysis were taken allowing a freatic line to be coincident
with a piezometric line obtained by the installation of monitor instruments.
The results show that for the current operation conditions a rather comfortable stability
condition but they also show that in the future, more work will be necessary to maintain
a satisfactory scenario. This study reassured the efficiency of the piezometry
instruments as well as the internal drainage system, which is very good for stabilizing
the dam. Furthermore, it suggests a control system, which is based on Risk Letter and
set up in value references enabling piezometrics reading.
viii
The methodology proposed is appropriate for the dam studied and should be
implemented in the other tailing structures from the Group Anglogold Ashanti in South
America.
ix
Índice
1 INTRODUÇÃO.....................................................................................................
1
1.1 Proposta do Trabalho.......................................................................................
1
1.2 Metodologia e Fases do Estudo.......................................................................
3
1.3 Estruturação da dissertação..............................................................................
4
2 GÊNESE, PROCESSAMENTO E GERAÇÃO DE REJEITOS DE OURO NA
PLANTA INDUSTRIAL DO QUEIROZ...............................................................
6
2.1 Localização e Acesso.......................................................................................
6
2.2 Geologia Regional............................................................................................
7
2.3 Distrito Aurífero de Nova Lima.......................................................................
9
2.4 Geologia e Gênese do Ouro na Mina de Cuiabá..............................................
12
2.5 Processamento do Minério de Ouro na Planta do Queiroz..............................
16
2.6 Sistema de Disposição de Rejeito da Planta do Queiroz.................................
22
2.6.1 Barragem do Cocuruto...........................................................................
25
2.6.2 Barragem do Rapaunha..........................................................................
27
2.6.3 Barragem de Calcinados........................................................................
28
2.6.4 Valas de Lama de Arsenato Férrico.......................................................
30
2.6.5 Instrumentação das Barragens e Valas...................................................
31
3 CONCEPÇÃO E PROJETO DA BARRAGEM DE CALCINADOS.............
34
3.1 Concepção Geral da Barragem.........................................................................
34
3.2 Mudanças da Geometria da Barragem.............................................................
36
3.3 Estudos Geológicos e Geotécnicos das Fundações da Barragem....................
38
3.4 Estudos Hidrológicos.......................................................................................
40
3.5 Instrumentação da Barragem...........................................................................
41
3.6 Sistema de Drenagem Interna e Análises de Percolação.................................
43
3.6.1 Análises de Percolação das Águas do Reservatório de Calcinados.......
44
3.6.2 Análises de Percolação pelo Talude de Jusante.....................................
48
4 DIAGNÓSTICO E CONDIÇÕES OPERACIONAIS ATUAIS DA BARRAGEM
DE CALCINADOS...................................................................................................
55
4.1 Disposição e Quantidades de Rejeitos.............................................................
55
x
4.2 Barragem e Obras Auxiliares...........................................................................
57
4.2.1 Sistema Extravasor.................................................................................
60
4.2.2 Dique de Proteção das Balas..................................................................
61
4.2.3 Proteção do Talude de Jusante...............................................................
62
4.3 Ensaios de Recuperação do nível D’água........................................................
63
4.3.1 Metodologia do Teste..............................................................................
65
4.3.2 Resultados dos Ensaios de Recuperação................................................
67
5 ANÁLISES DE ESTABILIDADE DO TALUDE DE JUSANTE DA BARRAGEM
DE CALCINADOS...................................................................................................
71
5.1 Considerações Iniciais......................................................................................
71
5.2 Análises de Estabilidade..................................................................................
72
5.2.1 Condição Atual e Elevação do NA - Geometria Atual..........................
73
5.2.2 Condição Atual e Elevação do NA - Geometria Original......................
78
5.2.3 Condição Final e Elevação do NA de Jusante - Geometria Atual.........
81
5.2.4 Condição Final e Elevação do NA de Jusante - Geometria Original.....
82
5.2.5 Condição Atual - Geometria Atual Estabilizada....................................
83
5.3 Cartas de Risco para a Barragem de Calcinados..............................................
87
6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES.........................................................................
92
6.1 Considerações Finais........................................................................................
92
6.2 Conclusões.......................................................................................................
94
6.3 Sugestões Finais...............................................................................................
99
7 REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA....................................................................
101
ANEXOS
Anexo “A”
“B”
“C”
“D”
“E”
“F”
“G”
“H”
“I”
“J”
Análise de Estabilidade Complementar
Ensaios de Recuperação dos Piezômetros
Plano de Produção
Gráfico de Massa Depositada
Produção de Minério
Gráfico Piezometria
Pluviometria
Geometrias
Volume de água Percolada
Massa de Rejeitos
xi
Lista de Figuras
Figura 2.1 Localização da Planta Industrial do Queiroz (AngloGold Ashanti)........
6
Figura 2.2 Mapa representativo das principais feições morfoestruturais do Quadrilátero
Ferrífero (modificado de Dorr, 1969).........................................................................
8
Figura 2.3 Mapa Geológico do Quadrilátero Ferrífero de Minas Gerais com a localização
das Principais Minas de Ouro da AngloGold Ashanti................................................
10
Figura 2.4 Mapa Geológico da Mina de Cuiabá (Vial e Vieira, 2002).....................
12
Figura 2.5 BIF com corpo Sulfetado tipo I em zona de cisalhamento......................
14
Figura 2.6 BIF com corpo sulfetado tipo II em veio de quartzo...............................
14
Figura 2.7 Fluxograma da Planta de Beneficiamento de Ouro de Queiroz..............
18
Figura 2.8 Histórico de Toneladas de Minério processadas na Planta do Queiroz
(Circuito Cuiabá e Queiroz)........................................................................................
22
Figura 2.9 Sistema de Disposição de Rejeitos da Planta do Queiroz.......................
24
Figura 2.10 Vista Geral da Barragem do Cocuruto..................................................
26
Figura 2.11 Vista Geral da Barragem do Rapaunha.................................................
27
Figura 2.12 Vista geral das Barragens de Calcinados e de Rapaunha......................
28
Figura 2.13 Vala “D” de deposição de lama arsenical..............................................
31
Figura 3.1 Arranjos e Geometrias da Barragem de Calcinados................................
35
Figura 3.2 Curvas cotas – volumes (projeto e geometria atual) da barragem de
Calcinados...................................................................................................................
42
Figura 3.3 Seção instrumentada (piezométrica) da Barragem de calcinados...........
43
Figura 3.4 Rede de Fluxo para a Barragem de calcinados: Dique de partida sob
Reservatório Pleno e Fundação Impermeável.............................................................
45
Figura 3.5 Rede de fluxo para a Barragem de Calcinados: Dique de partida sob
Reservatório Pleno e Fundação Permeável.................................................................
46
Figura 3.6 Rede de fluxo para a Barragem de Calcinados: Dique de partida sob
Reservatório Pleno e Fundação Permeável e Depósito de rejeitos Ciclonados
à Montante...................................................................................................................
47
Figura 3.7 Rede de Fluxo para o talude de Jusante da Barragem de Calcinados:
Dique de pé, Fundação Permeável e NA à cota de 814,0m (seção Transversal
Principal).....................................................................................................................
xii
48
Dique de pé, Fundação Permeável e NA à cota de 814,0m (seção a 10m da seção
principal).....................................................................................................................
49
Dique de pé, Fundação Permeável e NA à cota de 824,0m (Seção Transversal
principal).....................................................................................................................
51
Dique de pé, Fundação Permeável e NA à cota de 824,0m (seção a 10m da seção
principal).....................................................................................................................
51
Figura 4.1 Barragem de Calcinados: lançamentos dos rejeitos em forma de polpa.
56
Figura 4.2 Geometria atual e vista geral da Barragem de Calcinados......................
59
Figura 4.3 Dique de proteção do sistema de bombeamento.....................................
61
Figura 4.4 Sistema de Bombeamento e recirculação de água...................................
62
Figura 4.5 Proteção com cobertura vegetal do talude de jusante..............................
63
Figura 4.6 Piezômetro Casagrande instalados na Barragem de calcinados..............
65
Figura 4.7 Checagem das elevações da instrumentação...........................................
66
Figura 4.8 Teste de recuperação do nível d’água dos Piezômetros..........................
67
Figura 4.9 Curva do teste de recuperação do nível d’água do Piezômetro PZ-02....
69
Figura 5.1 Análise de Estabilidade para Geometria atual e NA atual.......................
74
Figura 5.2 Análise de Estabilidade para projeto atual e linha Freática a + 5,0m......
75
Figura 5.3 Análise de Estabilidade para Projeto Atual e Linha Freática a + 8,0m...
76
Figura 5.4 Análise de Estabilidade para Projeto Atual e Linha Freática a + 10,0m.
77
77
78
Figura 5.7 Análise de Estabilidade para Projeto Original com linha Freática Atual
79
Figura 5.8 Análise de Estabilidade para Projeto Original e Linha Freática
a + 18,0m.....................................................................................................................
80
Figura 5.9 Análise de Estabilidade para Projeto Original e Linha Freática
a + 18,0m.....................................................................................................................
80
Figura 5.10 Análise de Estabilidade para Geometria Atual e NA Final...................
82
Figura 5.11 Análise de Estabilidade para Geometria Original e NA Final...............
83
xiii
Figura 5.12 Barragem de Calcinados com Bermas de Estabilização........................
84
Figura 5.13 Análise de Estabilidade para a Barragem com Bermas de Estabilização
(Linha Freática a + 15,0m)..........................................................................................
85
Figura 5.14 Análise de Estabilidade para a Barragem com Bermas de Estabilização
(Linha Freática a + 18,0m)..........................................................................................
86
Figura 5.15 Carta de Risco da Barragem de Calcinados...........................................
91
xiv
Lista de Tabelas
Tabela 2.1 Composição Mineralógica dos Litotipos da área da Mina Cuiabá..........
13
Tabela 2.2 Dados de produção de ouro na Planta Industrial do Queiroz.................
21
Tabela 2.3 Características Gerais das Barragens da Planta do Queiroz....................
25
Tabela 2.4 Relação dos Instrumentos Instalados nos Sistemas de Disposição de
Rejeitos da Planta do Queiroz.....................................................................................
32
Tabela 3.1 Características gerais da Barragem de Calcinados..................................
34
Tabela 3.2 Volumes para construção do Maciço com rejeitos ciclonados................
37
Tabela 3.3 Dados das redes de percolação dos drenos da figura 3.8........................
50
Tabela 3.4 Dados das redes de percolação dos drenos da figura 3.10......................
52
Tabela 4.1 Quantidades de rejeitos depositados no maciço e no reservatório da
Barragem de Calcinados.............................................................................................
57
Tabela 4.2 Resultado do Ensaio de Recuperação do NA – Instrumento PZ-02........
67
Tabela 5.1 Parâmetros Geotécnicos Utilizados nas Análises de Estabilidades.........
72
Tabela 5.2 Dados Comparativos dos Valores de FS para as condições Atuais
(Geometria Atual x Geometria Original)....................................................................
81
Tabela 5.3 Valores de FS para a Barragem de Calcinados.......................................
87
Tabela 5.4 Leituras Piezométricas para níveis de Alerta e Emergência..................
88
Tabela 5.5 Planilha de Controle das Leituras Piezométricas - Barragem de
Calcinados...................................................................................................................
xv
89
CAPÍTULO 1
1 - INTRODUÇÃO
1.1 Proposta do Trabalho
A região do município de Nova Lima nasceu, cresceu e se desenvolveu graças às
atividades de mineração do ouro, presentes na região desde 1725, com o início das
explorações da Mina de Morro Velho. O desenvolvimento urbano ocorreu nas
proximidades da área industrial e hoje estas duas áreas convivem no mesmo ambiente.
Em função da proximidade dos núcleos populacionais e das exigências ambientais
atuais, as estruturas de mineração requerem maior atenção e adoção de procedimentos
mais conservadores em termos de segurança.
A Anglogold Ashanti Mineração possui atualmente na região duas áreas industriais,
sendo uma no centro do município, atualmente com as operações paralisadas e outra no
Bairro do Galo, cerca de seis quilômetros da primeira, denominada Planta Industrial do
Queiroz, onde são processados os minérios das minas atualmente em operação e
dispostos os rejeitos gerados. O sistema de deposição de rejeitos é composto por três
barragens e cinco valas de lama, localizados no vale do Queiroz, na bacia hidrográfica
do Rio das Velhas.
Este trabalho teve por objetivo principal analisar as condições operacionais atuais da
Barragem de Calcinados, bem como simular as condições de estabilidade para época de
desativação do sistema, traçando um paralelo entre as duas geometrias, a que conforma
atualmente a barragem (alteamento para jusante) e outra que foi aquela do projeto
original (alteamento pela linha de centro) e que fora modificada após alguns anos de
operação.
Este trabalho também avaliou a confiabilidade do sistema de instrumentação e analisou
as principais vantagens e desvantagens, resultantes da mudança da geometria da
1
barragem. Para as análises de estabilidade, foi utilizado o programa de computador
SLOPE/W, comercialmente disponível.
A Barragem de Calcinados abriga em seu reservatório os rejeitos provenientes do
processo de ustulação, caracterizados como não inertes, da planta de pirometalurgia do
minério sulfetado da Mina de Cuiabá. O estudo foi desenvolvido nas seguintes etapas:
- avaliação do anteprojeto e do projeto original da barragem com a geometria definida
para alteamentos por linha de centro, com a caracterização dos dados construtivos;
- avaliação da confiabilidade da instrumentação instalada;
- análises de estabilidade do talude de jusante, definindo níveis de controle em função de
faixas pré-definidas de fatores de risco;
- análises de estabilidade do talude de jusante para a geometria original para compará-las
com as análises para a geometria atual.
Numa abordagem específica, foram as seguintes as atividades desenvolvidas neste
estudo:
●
revisão bibliográfica dos relatórios emitidos durante as fases de anteprojeto,
projeto executivo e construção da Barragem de Calcinados;
●
identificação das características construtivas da barragem e definição dos
parâmetros geotécnicos adotados;
● apresentação dos dados da instrumentação da barragem;
● execução de testes de avaliação de confiabilidade dos instrumentos instalados no
maciço;
● cálculo de estabilidade do talude de jusante da barragem para a geometria atual e
para a geometria original;
● definição da carta de risco para a Barragem de Calcinados, com base nos valores de
referência para as leituras piezométricas dos instrumentos da barragem, em termos
de níveis de normalidade, atenção e emergência;
● análise comparativa das análises de estabilidade para as duas geometrias estudadas;
2
●
implementação da metodologia de controle e monitoramento estabelecida no
presente trabalho para as demais estruturas de contenção de rejeitos do grupo
Anglogold Ashanti no continente Sul Americano.
1.2 Metodologia e Fases do Estudo
Como etapa preliminar dos estudos, procedeu-se a uma pesquisa bibliográfica geral dos
documentos técnicos existentes na Anglogold Ashanti Mineração, associados ao
anteprojeto, projeto executivo e construção da Barragem de Calcinados e inspeções de
campo e de auditorias para avaliação das condições de operação, monitoramento e
manutenção da estrutura geotécnica.
Para avaliação da confiabilidade da instrumentação instalada, foram executados testes de
funcionabilidade dos piezômetros e dos medidores de nível d’água, que constituíram
basicamente no processo de enchimento dos mesmos com água e cronometragem do
tempo até a estabilização da coluna d´ água nos mesmos.
A partir da constatação da eficiência dos instrumentos e tomando os dados da geometria
da barragem, natureza e parâmetros geotécnicos dos materiais empregados na
construção, extraídos de relatório técnico de análises de resultados de ensaios de
laboratório, teve início os trabalhos de análises de estabilidade do talude de jusante,
inicialmente para a geometria atual e, posteriormente, para a geometria original da
barragem.
Foi utilizado o programa computacional SLOPE-W, desenvolvido pelo Geo-Slope
International Ltd do Canadá, aplicando-se o método de Spencer, que satisfaz as
condições de equilíbrio de forças e de momentos. As pressões de água no corpo do
maciço e da fundação foram obtidas considerando-se a linha freática coincidente com a
linha piezométrica obtida através da instrumentação instalada.
3
Mediante estas análises, foram definidos os níveis de segurança e a Carta de Risco da
Barragem, através de valores limites adotados para as leituras piezométricas de
referência. Os critérios dos controles foram expressos por:
FS > 1,50 – Condição Normal; mobilização de 67% da resistência
1,30 < FS > 1,50 – Condição de Nível de Alerta ;mobilização da resistência entre 67% e
76%
FS < 1,30 – Condição de Nível de Emergência; mobilização acima de 76% da
resistência.
1.3 Estruturação da Dissertação
Este trabalho é subdividido em 6 Capítulos, incluindo-se um capítulo de introdução, 5
capítulos relativos ao desenvolvimento do tema e um último para conclusões e sugestões
para pesquisas complementares. No Capítulo 1, apresenta-se uma exposição resumida
do escopo e dos objetivos do trabalho, sistematizando-se a metodologia e as fases dos
estudos propostos, bem como o plano de estruturação geral da dissertação.
No Capítulo 02, faz-se uma abordagem geral do Distrito Aurífero da Região de Nova
Lima, destacando a sua localização e dados da Planta Metalúrgica do Queiroz. Neste
capítulo, são abordados também os temas relacionados à geologia regional, a
caracterização da área onde está inserida a planta de beneficiamento e o sistema de
disposição de rejeitos da planta metalúrgica. Este capítulo discorre ainda sobre uma
revisão bibliográfica a respeito de alguns conceitos e particularidades relacionadas às
barragens de rejeitos, no tocante aos métodos adotados para o alteamento dessas
estruturas, a conceituação e a importância da drenagem interna e externa, bem como
discorre sobre as características gerais das barragens e valas de lama do sistema de
disposição de rejeitos e do sistema de instrumentação das estruturas.
Neste capítulo descreve-se os principais aspectos do processo de beneficiamento
industrial do minério aurífero e geração de rejeitos.
No Capítulo 03, relata-se especificamente os aspectos gerais da Barragem de
Calcinados, incluindo-se a descrição das principais feições características da geologia
4
local, histórico, dados hidrológicos, parâmetros geotécnicos dos materiais de construção
e fundação e a metodologia construtiva.
Neste capítulo também, faz-se uma análise do projeto original da barragem, com a
geometria de alteamento pela linha de centro, traçando um diagnóstico a respeito das
análises de estabilidade estudadas à época da concepção do projeto, tanto para barragem
inicial , de pé e final. Neste capítulo também são relatados os estudos realizados para a
fundação e o sistema de drenagem interna da Barragem de Calcinados, onde se procurou
relatar em detalhes todas as possibilidades de percolação de águas através do maciço da
barragem, bem como sobre o sistema de drenagem interna construído.
No Capítulo 04, aborda-se o diagnóstico atual da barragem como estrutura de contenção
de rejeitos, sendo descritos os principais aspectos do processo de beneficiamento
industrial do minério aurífero e a geração de rejeitos, a metodologia construtiva do
maciço, o sistema de segurança da barragem, o sistema de recirculação de águas, a
proteção do talude de jusante e os testes de eficiências dos instrumentos de
monitoramento da estrutura.
No Capítulo 05, são realizadas as análises de estabilidade do talude de jusante da
Barragem de Calcinados, incluindo-se simulações de casos específicos de estudos e
traçando-se um paralelo entre a geometria original e a atual, no diagnóstico dos
coeficientes de segurança encontrados. Adicionalmente, estabelece-se a Carta de Risco
da barragem, bem como a definição dos níveis de controle da mesma em termos das
situações de normalidade, alerta e emergência.
No Capítulo 06, São apresentadas as principais conclusões deste trabalho em relação à
Barragem de Calcinados, em termos de diagnóstico atual e futuro (época de desativação
do sistema) de suas condições operacionais, quanto aos registros da instrumentação
geotécnica e quanto às análises de sua estabilidade. Enfatizou-se também as principais
vantagens e desvantagens provocadas pela mudança da geometria construtiva bem como
a influência do nível da barragem próxima de Cocuruto sobre a de Calcinados.
Finalmente, são feitas algumas sugestões de pesquisas e estudos complementares.
5
CAPÍTULO 2
2 – GÊNESE, PROCESSAMENTO E GERAÇÃO DE REJEITOS DE OURO NA
PLANTA INDUSTRIAL DO QUEIROZ.
2.1 – Localização e Acessos
A Planta Industrial do Queiroz está situada no Município de Nova Lima/MG, próximo à
divisa com o Município de Raposos, em região da Bacia Hidrográfica do Córrego do
Queiroz, afluente do Rio das Velhas (Figura 2.1), na região do chamado Quadrilátero
Ferrífero de Minas Gerais.
Figura 2.1 – Localização da Planta Industrial do Queiroz (AngloGold Ashanti).
A Planta Metalúrgica do Queiroz possui uma área útil de 480.000 m2, incluindo, além
da planta de beneficiamento industrial propriamente dita, três barragens e cinco valas
para disposição de rejeitos. O acesso ao empreendimento, partindo-se de Belo
6
Horizonte, pode ser feito através da rodovia MG-030, que liga Nova Lima a Belo
Horizonte a uma distância aproximada de 30 km.
A planta possui duplo circuito, denominado Cuiabá-Raposos, alimentado pelo minério
da Mina de Cuiabá, transportado por meio de um teleférico com 15 km de extensão e
capacidade nominal instalada de 830.000 toneladas de minério por ano. A produção
média mensal (2005) é de 515 kg de ouro, 60 kg de prata e 12.000 toneladas de ácido
sulfúrico. O circuito Raposos é alimentado por minérios de minas menores do entorno
de Nova Lima e está atualmente paralisado.
No circuito de Cuiabá, cujo minério manifesta a presença de grafite que reduz a
recuperação do ouro no processo industrial, foi necessário introduzir a tecnologia de
ustulação, que queima a grafite e permite uma maior recuperação do ouro. Uma vez que
o processo de ustulação retém os gases de SO2, foi viabilizada a construção de uma
fábrica de ácido sulfúrico. Parte do material resultante da ustulação volta para receber o
processo de cianetação, e os resíduos são encaminhados para Barragem de Calcinados e
valas de lama arsenical. Estes processos são detalhados em itens subseqüentes deste
capítulo.
2.2 – Geologia Regional
O Quadrilátero Ferrífero compreende uma área de 7.200 km2, localizada na porção
centro-sul do estado de Minas Gerais. Em face à ocorrência de grandes depósitos
minerais, particularmente de ferro, ouro e manganês, e pelas características específicas
em termos geológicos, à região tem sido alvo, desde o Século XVIII, de diversos
estudos e pesquisas. Desde os estudos pioneiros realizados por Derby (1906), diversos
pesquisadores buscaram detalhar e reinterpretar a estratigrafia regional da área,
destacando-se os trabalhos Guimarães (1931), Dorr (1969), Ladeira (1980), Alkmin et
al. (1988) e Endo (1997).
O Quadrilátero Ferrífero é composto por três unidades litoestratigráficas (Castro, 2004).
A primeira unidade é formada pelo Complexo Metamórfico, que contém o
embasamento cristalino, seguido de seqüências vulcano-sedimentares do tipo
7
greenstone belt, representadas pelo Supergrupo Rio das Velhas. A terceira unidade,
sobreposta discordantemente às outras duas, constitui as seqüências plataformais do
proterozóico inferior, que correspondem ao Supergrupo Minas, Grupo Sabará e Grupo
Itacolomi, sobrepostas por coberturas sedimentares mais recentes, que constituem as
Bacias do Gandarela e Fonseca.
O Supergrupo Rio das Velhas, de ocorrência regional na área do empreendimento, é
constituído
por
rochas
metavulcânicas
e
metassedimentares
sobrepostas
discordantemente ao embasamento cristalino e compreende a unidade de maior
expressão em área no Quadrilátero Ferrífero. Dorr (1969) dividiu o Supergrupo Rio das
Velhas em dois grupos denominados Nova Lima (inferior) e Maquiné (superior). O
Grupo Maquiné é dividido em duas formações: uma unidade basal, a Formação Palmital
(O’ Rourke, 1958 apud DORR, 1969), composta por quartzitos sericíticos, filitos
quartzosos e filitos, e uma unidade de topo, a Formação Casa Forte (Gair, 1962, apud
Nalini, 1993) que é composta por quartzitos sericíticos, cloríticos a xistosos e filitos. As
principais megaestruturas do Quadrilátero Ferrífero estão representadas pelas
seqüências metassedimentares do Supergrupo Minas (Figura 2.2).
Figura 2.2 – Mapa representativo das principais feições morfoestruturais do
Quadrilátero Ferrífero (modificado de Dorr, 1969).
8
Destacam-se, entre estas estruturas, o Homoclinal da Serra do Curral, no extremo norte;
o Sinclinal Moeda, a oeste; o Sinclinal Dom Bosco, ao sul; o Sinclinal Santa Rita, a
leste; os Sinclinais de Gandarela e Ouro Fino, a centro-oeste, tendo a sudoeste do
Sinclinal Gandarela o Sinclinal Vargem do Lima; e o “Uplift Rio das Velhas”,
conectado a sudeste com o Anticlinal de Mariana. Além destas estruturas principais,
podem ser citados também os dois grandes sistemas de falhas, denominadas de Sistemas
de Falhas Fundão-Cambotas e da Água Quente a leste, e o Sistema de Falha do
Engenho ao sul.
No estudo mais recente da modelação do arcabouço estrutural do Quadrilátero Ferrífero,
Endo (1997) propõe que a evolução tectônica do Quadrilátero Ferrífero é interpretada
como sendo o resultado da superposição de três ciclos tectono-deformacionais
principais: Jequié, Transamazônico e Brasiliano. O ciclo orogênico Jequié ocorreu no
intervalo entre 2.780 a 2.555 Ma, sobre condições metamórficas de fácies xisto-verde a
anfibolito médio e, em um regime tectônico transpressional, com plano de fluxo N-S,
vertical. Este ciclo é composto por três eventos tectônicos distintos.
O ciclo orogênico Transamazônico é constituído por dois eventos tectônicos
compressionais e dois eventos extensionais, alternados, que ocorreram em um intervalo
mínimo entre 2.250 a 1.900 Ma, em condições metamórficas de fácies xisto-verde baixo
a anfibolito. Neste ciclo, os eventos podem ser interpretados como dois megaeventos
tectônicos progressivos, cuja evolução ocorreu em regime transpressional. Já o ciclo
orogênico Brasiliano é constituído de dois eventos tectônicos desenvolvidos em regime
transpressional, com plano de fluxo NE-SW e em condições metamórficas de fácies
xisto-verde.
2.3 - Distrito Aurífero de Nova Lima
O Distrito Aurífero de Nova Lima, situado na porção noroeste do Quadrilátero
Ferrífero, Minas Gerais, abrange um número expressivo de ocorrências de ouro,
destacando-se as minas de Morro Velho (Grande e Velha), Raposos, Faria, Bicalho,
9
Morro da Glória, Engenho D’Água, Bela Fama atualmente com as atividades de
produção temporariamente paralisadas (Figura 2.3).
Fig. 01 - Mapa Geológico
do Quadrilátero Ferrífero Belo Horizonte
Sabará 1
com a localização das
3
principais minas
Raposos
2
4
14 Santa Bárbara
5
Nova Lima 6
8 79
10
11
13
Proterozóico
Supergrupo Minas
9 Morro da
Glória
2 Juca Vieira
Arqueano
12
Supergrupo
Rio das Velhas
Minas
1 Cuiabá
Itabirito
10 Esperança
3 Lamego
4 Raposos
11 Engenho
D’água
5 Morro
Velho
12 Paciência
6 Bela Fama
13 Córrego do
Sítio
7 Bicalho
Complexos graníticos
Ouro Preto
14 São Bento
8 Faria
0
5
10
15
20
25 Km
Escala
Figura 2.3 – Mapa Geológico do Quadrilátero Ferrífero de Minas Gerais com a
Localização das Principais Minas de Ouro da AngloGold Ashanti.
Nesta região, o ouro ocorre em corpos sulfetados ou quartzosos, ambos associados a
zonas de alteração hidrotermal, encaixados na seqüência vulcano-sedimentar do
Greenstone Belt Rio das Velhas (Grupo Nova Lima). Os corpos sulfetados são os mais
abundantes, hospedados nos metassedimentos químicos (BIF e lapa seca). Ocorre
também em lentes conglomeráticas na Formação Casa Forte sem nenhuma ocorrência
expressiva até o momento (Vieira e Oliveira, 2001).
Atualmente, a principal mina da Anglogold Ashanti em operação no Brasil está situada
no município de Sabará/MG. O depósito de Cuiabá é a principal mineralizaçao aurífera
da região do Quadrilátero Ferrífero em Minas Gerais, explorado na maior mina em
10
operação subterrânea para ouro no Brasil. Encaixa-se em rochas arqueanas da base do
Supergrupo (Geenstone Belt) Rio das Velhas, ao sul do Craton do São Francisco.
Localmente, ocorre uma seqüência de andesíticos-basálticos, com intercalações de
metassedimentos detríticos, um horizonte de metabasalto toleítico e um nível de
formação bandada com fácies carbonato compondo a Unidade Inferior. Esta é
sobreposta por uma seqüência de metapelitos e metatulfos riolíticos / riodacíticos.
Trata-se de uma estrutura em anticlinal do segundo evento com o flanco norte invertido
e um pseudofechamento na região de corpo ‘Galinheiro Extensão’, dado por uma série
de cisalhamentos e pequenos cavalgamentos.
Os corpos de sulfetos associados à formação bandada ocorrem no centro de uma zona
de alteração hidrotermal, onde se tem basaltos e andesitos sericitizados e carbonatizados
ou cloritizados.
O sulfeto é essencialmente pirita, tendo como acessório a arsenopirita, pirrotita e, em
menor proporção, blenda, galena, calcopirita, ilmenita, hematita, marcassita e magnetita
em ganga quartzo-carbonática. Quase todo o ouro está incluso nas bordas dos grãos de
pirita na forma de inclusões e ao longo de fraturas e contatos dos grãos, e sua
precipitação esta intimamente relacionada a reações de interação fluido-rocha, por
sulfetaçao dos carbonatos. A pirita apresenta-se freqüentemente em bandas milimétricas
a centimétricas, muito contínuas e finamente espaçadas, sugerindo origem singenética;
entretanto, a terminação das bandas sulfetadas em fraturas sugere um extenso processo
de substituição.
Estudos microtexturais sugerem que a sulfetaçao ocorreu em três estágios, de cedo a
tardi-tectônicos, tendo a deposição principal do ouro ocorrido no estágio sin-tectônico.
Um máximo de deposição do ouro foi simultâneo com o início do enriquecimento em
arsênio na pirita e/ou estágio incipiente de deposição de arsenopirita, o que esta
especialmente registrado nos corpos de minério.Esse máximo corresponde a valores
decrescentes da atividade de enxofre,ass,entre a faixa de equilíbrio de formação da
pirrotita e arsenopirita
11
2.4 - Geologia e Gênese do Ouro na Mina de Cuiabá
A mineralização na área da mina está associada essencialmente a um único nível de
formação ferrífera bandada, que se insere numa seqüência máfica da porção inferior do
Grupo Nova Lima. As rochas máficas encaixantes das mineralizações auríferas estão
bem modificadas pela percolação de fluidos hidrotermais gerando, de fora para dentro,
zonas concêntricas de cloritização, carbonatação e sericitização (Figura 2.4). A estrutura
da mina é uma dobra tubular, do tipo bainha, porém mais fechada e abrindo-se em
profundidade, com a zona de fechamento já erodida.
Figura 2.4 – Mapa geológico da Mina de Cuiabá (Vial e Vieira, 2002).
12
A Tabela 2.1 apresenta a composição mineralógica típica dos litotipos de ocorrência
local na Mina de Cuiabá.
Tabela 2.1 – Composição mineralógica dos litotipos da área da Mina de Cuiabá.
mineral
pirita
pirrotita
arsenopirita
grafite
sílica
carbonatos
enxofre
outros
ouro
%
10,04
2,50
1,02
0,32
40,0
5,90
6,50
33,72
7,50 g/t
A formação ferrífera bandada apresenta-se como uma tira dobrada com cerca de 5
metros de espessura, tendo na base os basaltos sericitizados (X2), por vezes os
metapelitos (X1) e, no topo, uma camada de filito grafitoso (FG). É caracterizada por
bandamentos milimétricos ou centimétricos, onde se alternam bandas de quartzo
poligonizado com bandas de ankerita, siderita e quartzo. As bandas carbonáticas
apresentam freqüentemente coloração negra dada pela presença de grafita. É
ligeiramente mais quartzosa do que as formações da região de Raposos e Faria, sendo a
magnetita extremamente rara.
Os corpos de minério são constituídos por sulfetos maciços, bandados ou disseminados
na formação ferrífera bandada, exceto os corpos Galinheiro FW e Viana, que
constituem veios e pequenas vênulas de quartzo nas zonas de sericitização com sulfeto
disseminado.
Os corpos sulfetados hospedados na BIF são subdivididos nos tipos I e II (Vieira, 1988).
O tipo I (Figura 2.5) é constituído por pirrotita (55%), pirita (22%) e arsenopirita (23%),
em zonas de cisalhamento paralelas ou subparalelas ao acamamento com veios de
quartzo associados. Estas zonas alternam-se com BIF não cisalhada, apresentando
ramificações e migrando dentro da camada de BIF da base ao topo.
13
Figura 2.5 – BIF com corpo sulfetado Tipo I em zona de cisalhamento.
Os corpos sulfetados Tipo II (Figura 2.6) são constituídos por pirita (91%), pirrotita
(6%) e arsenopirita (3%), preenchendo fraturas juntamente com o quartzo e substituindo
as bandas de carbonato na BIF, de modo simétrico ou assimétrico à fratura. Acima do
nível 04 da mina ocorre essencialmente o tipo II e, abaixo deste nível, o tipo II é
progressivamente substituído pelo tipo I.
Figura 2.6 – BIF com corpo sulfetado Tipo II em veio de quartzo.
14
Os veios e vênulas de quartzo mineralizados são geralmente de quartzo fumê, com
carbonato e alguma albita associada. Apresentam-se com dimensões variadas, estando
boudinados e paralelos às foliações. O ouro pode ocorrer livre no quartzo embora
predomine o ouro associado aos sulfetos. Estes estão disseminados nos xistos
hidrotermalizados (X2) próximo ao contato com os veios e subordinadamente dentro do
próprio quartzo.
O ouro forma com a prata uma liga na razão 7:1 (Ribeiro e Rodrigues, 1998) em grãos
xenomórficos ou em filetes nas fraturas dos grãos de sulfeto. O ouro associado a
pirrotita é o ouro mais grosseiro de 50 a 120 micras, geralmente presente nas bordas dos
grãos. O ouro associado à pirita está essencialmente incluso variando de 10 a 50 micras.
O ouro associado a arsenopirita e à ganga é geralmente menor do que 10 micras sendo
que, na arsenopirita, o mesmo ocorre incluso e, na ganga, ocorre incluso ou na interface
dos grãos (Vieira, 1991b).
Estratigraficamente, abaixo da camada de BIF (no centro da dobra tubular), ocorrem
basaltos comumente albitizados, semelhantes a andesitos. São derrames de basaltos
maciços ou em pillows com variolitos, constituídos por subcamadas de plagioclásio
albitizado. Em termos petrográficos, o enriquecimento em ferro é dado pela presença
dos minerais anfibólio (actinolita), clorita rica em ferro e epidoto.
A evolução estrutural é explicada como decorrente dos efeitos de dobramento impostos
a uma dobra não cilíndrica deformada por um cisalhamento posterior, sendo o eixo
maior da dobra subparalelo à direção do cisalhamento (Vieira, 1991b; Toledo, 1997). A
direção de estiramento é, portanto, coincidente com o eixo de dobramento, tendo
125/36º em superfície e tendendo a se tornar horizontal em profundidade. A foliação é
subparalela ao acamamento e cisalhamentos desenvolveram-se ao longo da foliação,
tornando-se condutos para a ascensão dos fluidos hidrotermais. O metamorfismo
regional é de grau fraco, com temperaturas entre 350 e 430°C, e o hidrotermalismo é
caracterizado por uma elevada concentração de CO2 (carbonato abundante), maior
15
proporção de água e a presença de K, S, Au, As, B e Ba, dentre outros elementos
(Vieira, 1991).
2.5 – Processamento do Minério de Ouro na Planta do Queiroz
A usina de beneficiamento é parte integrante da cadeia produtiva da mineração e tem
influência direta sobre os custos operacionais do empreendimento, estando estes
intimamente relacionados com a forma de ocorrência do minério bruto; desta forma, a
caracterização mineralógica dos minérios passa a constituir fator de extrema relevância
na escolha das alternativas de processo de tratamento mais adequadas.
De uma maneira geral, os minérios de ouro podem ser classificados em dois tipos:
•
minérios de processamento direto (free milling): o minério de ouro ocorre em grãos
discretos que, após britagem e/ou moagem, tornam-se diretamente acessíveis para a
cianetação.
•
minérios refratários: os minérios não apresentam níveis adequados de extração do
metal quando submetidos diretamente ao processo de cianetação convencional; entre
estes, podem ser caracterizados os seguintes subtipos:
(i)
minérios refratários que apresentam o ouro encapsulado em sulfetos:
requerem uma etapa inicial de tratamento oxidativo, como a ustulação, a
bioxidação ou a oxidação sob pressão, para que sejam alcançados níveis
adequados de extração do metal para as fases subseqüentes de
processamento;
(ii)
minérios refratários contendo matéria carbonosa ativa: o principal método de
pré-tratamento é a ustulação;
(iii)
minérios refratários que apresentam ouro finamente disseminado em
silicatos: a moagem fina torna-se imperativa para expor as partículas do
metal ao agente lixiviante;
(iv)
minérios contendo minerais sulfetados reativos como a pirrotita, marcassita,
calcosita e outros, que podem apresentar refratariedade moderada: estes
16
minerais são solúveis em solução de cianeto e geram um consumo elevado
do agente lixiviante; neste caso, uma etapa de pré-aeração da polpa é
realizada normalmente antes da lixiviação do minério para possibilitar a
extração do ouro e reduzir o consumo de cianeto.
Em minerações de ouro, na maioria das vezes, o custo operacional de usinas de
beneficiamento de minérios não refratários varia entre 25 a 30% do custo operacional
do empreendimento. No caso de minério refratário, a contribuição da usina para os
custos operacionais da unidade situa-se, normalmente, na faixa de 45 a 55%. Estes
custos tendem a crescer exponencialmente no caso de minas mais profundas e isto tem
sido a causa da desativação de muitas minas subterrâneas profundas em todo o mundo.
Neste cenário, impõe-se, em escala cada vez maior, a necessidade de adequação das
minas em atividade, com a implantação de fluxogramas que maximizam o lucro
operacional e o aumento de produtividade.
No caso do distrito aurífero de Nova Lima, aproximadamente 96% da produção anual
de ouro proveniente de minas está baseada no tratamento de minérios não refratários de
naturezas distintas por processos de concentração gravítica e cianetação. Os minérios
oriundos das minas são processados na Planta do Queiroz, por meio de dois circuitos
distintos, denominados Circuito Cuiabá (minério refratário) e Circuito Raposos (minério
não refratário), em função da composição mineralógica.
No Circuito Cuiabá, o minério bruto (tamanhos inferiores a 18”) extraído da mina é
trazido até a superfície por meio de “skips” e descarregado no circuito de britagem, que
reduz a granulometria do minério para 9 mm. O minério britado é, então, transportado
até a Planta do Queiroz por meio de um teleférico com 15 km de extensão, para
processamento industrial, que é subdividido em três etapas distintas: Tratamento
Mecânico, Hidrometalurgia e Pirometalurgia.
O tratamento mecânico compreende os processos de moagem, concentração
gravimétrica, flotação e espessamento. A fase hidrometalúrgica engloba os processos de
lixiviação, filtragem, precipitação, adsorção com carvão ativado e eluição. A fase final,
17
correspondente à etapa pirometalúrgica do tratamento, compreende aos processos de
ustulação, planta de ácidos e de tratamento de efluentes (Figura 2.7).
Teleférico
Flotação
Filtragem
Ustulação
Tratamento
de
Efluentes
Silos
Moagem
Barragem
Rapaunha
Fábrica de
Ácido
Lixiviação/
CCD
CIP
Gravimetria
Precipitação
Fundição
Eluição
Barragem
Calcinado
Ouro e Prata
Figura 2.7 – Fluxograma da Planta de Beneficiamento de Ouro de Queiroz
•
Tratamento Mecânico
No tratamento mecânico as operações são compostas por moagem e classificação por
hidrociclones, concentração gravimétrica, flotação, espessamento e filtragem.
A moagem tem a função de reduzir o tamanho das partículas do minério de modo que
fiquem finas o suficiente para permitir a recuperação do ouro nas etapas subseqüentes.
Atingindo-se o grau de liberação necessário, expõem-se as partículas finas para
posterior tratamento físico–químico, conseguindo-se, desta forma, uma extração em
torno de 93% do ouro contido no minério bruto.
Na concentração gravimétrica, um conjunto de mesas concentradoras processa o
minério moído oriundo da descarga dos moinhos, obtendo-se concentrado que é enviado
para fusão e refino; nesta etapa, recuperam-se 25% do ouro alimentado. O rejeito da
concentração gravimétrica é submetido a uma etapa de classificação por hidrociclones
18
que classificam o material em underflow e overflow. O underflow é composto pela
fração grosseira de minério que é retornada para os moinhos.
O overflow dos hidrociclones, que é composto das frações finas dos minérios moídos, é
adensado em espessador e, após adensado em forma de polpa, é enviado para a etapa
subseqüente de flotação.
A etapa de flotação consiste na separação entre os materiais nobres (ouro, sulfetos e
grafite) na forma de um concentrado em que o teor de ouro passa de 7 para 30 ppm e o
teor de enxofre de 6,5 para 32%, obtendo-se uma massa flotada em torno de 20% da
massa alimentada e a separação da ganga, que permanece no rejeito. O resultado final
da etapa de flotação é a obtenção de uma concentração de minerais que se encontram
associados ao ouro no minério. A extração obtida é em torno de 96% do ouro contido no
minério nesta fase do processo.
Daí, o rejeito é ciclonado, sendo a fração grosseira (underflow) utilizada no enchimento
(back–fill) da Mina Velha e na construção do maciço da Barragem de Calcinados e a
fração fina (overflow), depositada na barragem de rejeitos de Rapaunha.
Após produzido, o concentrado de sulfetos é bombeado para o espessador de
concentrado, para ser submetido à primeira etapa de desaguamento. O underflow deste
espessador é bombeado para a unidade de filtragem; a água recuperada é recirculada
para a flotação e o cake de concentrado, com uma porcentagem de sólidos adequada, é
enviado para a fase pirometalúrgica do tratamento.
•
Pirometalurgia
Na pirometalurgia, cujo material de input é o concentrado de sulfetos, as unidades
industriais são denominadas de Ustulação, Planta de ácidos e Tratamento de Efluentes.
Na etapa de ustulação, o concentrado é submetido ao processo de calcinação e, para tal,
utiliza-se um forno autotérmico denominado ustulador, onde são gerados gases
contendo dióxido de enxofre e sólidos calcinados. A capacidade instalada deste
19
equipamento é de 5,5t/h de enxofre, equivalentes a 17t/h de concentrado contendo um
teor de 32% de enxofre.
Na etapa de processo na planta de ácido, os gases contendo dióxido de enxofre são
adequadamente processados e os compostos sulfurosos são convertidos em ácido
sulfúrico.
O resíduo sólido do ustulador que contém o ouro é designado como calcinado, sendo
produzido a uma temperatura de 750oC e, após resfriado, sua polpa é adensada em um
espessador; o underflow que contém o calcinado na forma de polpa é enviado para a
etapa de hidrometalurgia e o overflow, para a estação de tratamento de efluentes.
Na etapa de Tratamento de Efluentes, o overflow do espessador de calcinados, que tem
características ácidas, devido à oxidação dos sulfetos no ustulador, recebe tratamento
especial para neutralização.
•
Hidrometalurgia
Na hidrometalurgia, o underflow do espessador de calcinado, adensado na forma de
polpa, é submetido a processos de lixiviação, filtragem, precipitação, adsorção (CIP),
eluição (desorção) e bombeamento, para recuperação do ouro residual contido.
A primeira etapa da hidrometalurgia compreende a lixiviação. A lixiviação é realizada
em tanques aerados denominados ‘pachucas’. Adiciona-se cal, sob a forma de leite, para
se obter o controle adequado do pH. A lixiviação propriamente dita, que é feita
utilizando-se o reagente cianeto, deve ser conduzida em pH acima de 10,5. A função do
cianeto é promover a solubilização do ouro contido no calcinado, permitindo, assim, a
sua extração. O cianeto de sódio, em contato com a polpa e em presença de oxigênio do
ar, promove a solubilização de cerca de 94% do ouro contido.
Após a lixiviação, a polpa de calcinado é processada na etapa de filtragem para a
separação dos sólidos e do licor rico em ouro solúvel. O filtrado (licor) é, então,
clarificado e submetido a uma etapa de precipitação com zinco em pó, cujo processo é
20
denominado ‘processo Merrill Crowe’, obtendo-se, nesta operação, um precipitado
contendo 30% de ouro que é enviado para as etapas de fusão e refino.
O calcinado, após a filtragem e ainda contendo ouro recuperável, é recomposto sob a
forma de polpa e encaminhado para uma segunda etapa de lixiviação e, em seguida,
para a etapa de adsorção com carvão ativado.
A etapa de adsorção com carvão ativado, conhecida como CIP, tem por objeto a
remoção final do ouro solúvel presente na polpa através do contato com carvão ativado.
Esta adsorção é feita em um conjunto de tanques em série, onde a polpa é introduzida
com fluxo descendente e o carvão ativado com fluxo ascendente. O carvão ativado
contido nos tanques vai adsorvendo o ouro à medida que entra em contato com a polpa.
Na etapa seguinte de eluição, o carvão adsorvido é submetido a um banho com solução
de soda cáustica e cianeto, em temperatura elevada, promovendo-se a desorção do ouro,
que é transferido do carvão ativado para a solução. A solução enriquecida é enviada
para a etapa de precipitação de ouro e o carvão ativado é regenerado em forno rotativo e
retornado para o processo nos tanques de adsorção. Após o último tanque de adsorção,
os rejeitos dos calcinados são, finalmente, bombeados e depositados em uma barragem
de contenção, cujo nome identifica a natureza dos rejeitos – Barragem de Calcinados.
A Tabela 2.2 e a Figura 2.8 apresentam a evolução da produção de ouro na Planta
Industrial do Queiroz, desde a sua implantação em 1985 (até 2003).
Tabela 2.2 – Dados de produção de ouro na Planta Industrial do Queiroz.
Anos
Kg ouro
1985
99
1986
1464
1987
3285
Toneladas de minério (milhares)
23
264
527
638
627
672
651
692
702
713
14,5
88,81
77,4
90,80
91,41
70,8
92,96
90,99
74,4
90,71
89,31
73,3
90,90
91,81
74,1
92,79
92,12
81,2
92,76
92,17
91,8
93,08
90,98
98,1
1996
5219
1997
5473
1998
6077
1999
6142
2000
6112
2001
6258
2002
6325
2003
6285
2004
6639
950
92,9
95,6
130,0
871
93,1
95,6
131,0
Recuperação CB
Recuperação RP
Acido Produzido
Anos
Kg ouro
1995
4756
1988
3813
1989
3770
1990
3895
1991
3845
1992
4381
Toneladas de minério (milhares)
713
806
839
885
876
911
932
930
Recuperação CB
Recuperação RP
Acido Produzido
93,37
92,65
101,1
91,89
91,76
87,8
93,82
92,86
90,4
92,35
93,31
101,4
93,32
93,81
114,8
93,04
93,01
112,2
92,88
93,48
128,4
91,78
95,04
113,1
21
1993
4508
1994
4964
1000
900
800
ktonneladas
700
600
500
400
300
200
100
0
ktonnes
1985 1986 1987 1988 1989 1990 1991 1992 1993 1994 1995 1996 1997 1998 1999 2000 2001 2002 2003
23
264
527
638
627
672
651
692
702
ANO
713
713
806
839
885
876
911
932
930
950
Figura 2.8 – Histórico de Toneladas de minério processadas na Planta do Queiroz
(circuitos Cuiabá e Raposos).
2.6 – Sistema de Disposição de Rejeitos da Planta do Queiroz
Convencionalmente, os rejeitos são dispostos em barramentos, sob a forma de polpa,
pelo processo de aterro hidráulico (Klohn, 1981; Vick, 1983; Kupper, 1991; Gomes,
2005). As barragens de aterro hidráulico são estruturas construídas para reter os rejeitos
e os efluentes oriundos da planta de beneficiamento e, geralmente, são construídas em
duas etapas distintas. A primeira etapa consiste na construção de um dique de partida,
geralmente em solo compactado, e a segunda etapa corresponde à construção contínua,
por alteamentos sucessivos, comumente utilizando a fração grossa dos rejeitos.
O método do aterro hidráulico é muito atrativo e vantajoso, principalmente pelas
características de produção e transporte dos rejeitos, o que permite praticar custos
baixos quando comparados aos aterros convencionais executados com solo compactado.
A construção é realizada comumente pela própria mineradora que define a velocidade
da construção com base em suas necessidades de disposição, o que permite também a
diluição dos custos de construção ao longo da vida útil da estrutura. Esta metodologia
construtiva permite também, no decorrer da execução, revisões periódicas no projeto em
função das variações das características do rejeito.
22
Considerando o processo de ciclonagem para a formação de uma praia de aterro
hidráulico, verifica-se o aumento da utilização deste tipo de tecnologia para separar a
parcela fina dos rejeitos (Troncoso e Verdugo, 1985). A grande vantagem da utilização
deste procedimento está no aumento dado à estrutura pela manutenção de um alto
coeficiente de permeabilidade ao se evitar que a fração fina seja disposta na área do
aterro. Estas preocupações já refletem uma evolução no processo construtivo das
barragens de aterros hidráulicos, objetivando controlar o processo de segregação antes
da deposição na praia.
O controle de densidade do material do aterro é um dos aspectos mais críticos a ser
considerado no projeto de aterros hidráulicos. Os aterros hidráulicos são particularmente
susceptíveis aos processos de liquefação devido às condições de deposição que
favorecem a formação de depósitos arenosos fofos e saturados. Desta forma, a obtenção
de uma densidade relativamente alta é essencial para a estabilidade da estrutura sob
condições estáticas e dinâmicas. Em relação às metodologias construtivas, barragens de
contenção de rejeitos contemplam as técnicas de alteamento para montante, jusante e
por linha de centro, mantendo-se, neste último caso, inalterada a posição do eixo
original da barragem para os alteamentos subseqüentes (Gomes, 2005).
No caso de minas de ouro, praticamente todo o minério que alimenta a planta de
beneficiamento é transformado em rejeito, já que os teores de ouro incorporado aos
minérios são da ordem de gramas por tonelada. Assim sendo, são geradas enormes
quantidades de rejeitos e, conseqüentemente, as barragens para contenção destes
resíduos têm experimentado um aumento significativo nos últimos tempos, em termos
de porte e dos volumes acumulados. No Brasil, há barragens de rejeitos com alturas
superiores a 100 m e volumes acumulados da ordem de milhões de m3, ou seja,
assemelhando-se definitivamente aos grandes projetos das barragens associadas às
usinas hidrelétricas.
No complexo do Queiroz em Nova Lima, as empresas de mineração locais sempre
mantiveram, provavelmente desde 1944, um sistema de deposição, por processo de
aterro hidráulico, dos rejeitos oriundos do processamento de minérios auríferos.
23
Inicialmente, o sistema constava de uma barragem interposta ao vale do Queiroz, no
bairro do Galo, em Nova Lima/MG (denominada Barragem do Queiroz), a qual
assegurou a deposição dos rejeitos produzidos até meados de 1954, com a acumulação,
neste período, de cerca de 2,5 milhões de m3.
A partir de 1981, este sistema foi ampliado com a construção de mais duas barragens,
denominadas Rapaunha e Cocuruto, que passaram a operar no final de 1982, além de
uma terceira, a Barragem de Calcinados, construída no ano de 1986, de forma a adequar
o sistema às necessidades decorrentes da expansão da empresa com o denominado
Projeto Cuiabá-Raposos. (Figura 2.9).
Figura 2.9 – Sistemas de Disposição de Rejeitos da Planta do Queiroz.
Estas barragens, de um modo geral, foram concebidas de forma a serem alteadas à
medida em que se dá o esgotamento da capacidade de acumulação pelos rejeitos
lançados (Tabela 2.3).
24
Tabela 2.3 – Características Gerais das Barragens da Planta do Queiroz
Barragem
Tipo
Altura Crista Volume de Vertedouro
(m)
(m)
área da
bacia (m2)
reservação
(m3)
Cocuruto
terra
42
280
4.000.000
tulipa
447.000
Rapaunha
terra
58
350
17.400.000
canal
1.437.521
52
380
3.900.000
Não existe
548.948
Calcinados rejeitos
O sistema de disposição de rejeitos conta, além das três barragens anteriormente citadas,
com mais cinco valas impermeabilizadas com geomembranas para a deposição da
chamada ‘lama arsenical’, oriunda da planta de tratamento de efluentes da fase
pirometalúrgica da planta (Golder, 2004).
2.6.1 – Barragem do Cocuruto
A Barragem do Cocuruto, com maciço em argila compactada, foi implantada em 1983,
a partir de uma antiga barragem com alteamentos para jusante, quando se iniciou a
deposição de rejeitos oriundos da antiga Planta Metalúrgica de Nova Lima. Esta planta
beneficiava os minérios das minas Velha, Grande e outras menores situadas no entorno
do município de Nova Lima.
A deposição de rejeitos em seu reservatório ocorreu até o ano de 1985, quando foi
esgotada a sua capacidade de armazenamento. Nesta ocasião os rejeitos passaram a ser
lançados em outra barragem, denominada de Rapaunha.
Em recentes estudos, constatou-se a necessidade de se proceder a um alteamento
adicional de 2m à barragem do Cocuruto, para que a mesma pudesse ser adequada a
uma condição de borda livre suficiente para suportar a precipitação máxima provável de
projeto, ficando a crista atual posicionada na elevação 806,0 m e o nível do reservatório
na elevação 801,0 m.
Atualmente o seu reservatório recebe apenas a água proveniente da barragem do
Rapaunha e da drenagem geral da área (Figura 2.10). A torre do vertedor acopla-se a
25
uma galeria em concreto armado, com seção transversal de 2,40 m x 1,20 m e
declividade de 2,5%, que atravessa o maciço e liga-se a uma tubulação em aço, com
diâmetro de 1,30 m e declividade de 22%, que se estende até o córrego Queiroz à
jusante da barragem.
Figura 2.10 – Vista geral da Barragem do Cocuruto.
A descarga dos efluentes tem a qualidade monitorada à jusante, antes de ser lançada no
Rio das Velhas. Nas proximidades do vertedor em tulipa, uma estação de bombeamento
mantém a recirculação de água para aproveitamento no processo metalúrgico do
beneficiamento do minério. A empresa possui um planejamento de elevar a atual crista
até a elevação 826,0 m (alteamento de mais 20 m), caso ocorra necessidade de
disposição de rejeitos depois de exaurida a capacidade de reservação da Barragem do
Rapaunha, atualmente em operação.
26
2.6.2 – Barragem do Rapaunha
A barragem de rejeitos do Rapaunha foi construída em 1985, à montante e
simultaneamente à barragem do Cocuruto. A barragem, de maciço em solo compactado,
encontra-se atualmente em operação, em cujo reservatório estão sendo depositados os
rejeitos inertes do processo de tratamento dos minérios da Mina de Cuiabá.
A barragem do Rapaunha (Figura 2.11) está situada no Vale do Queiroz e foi projetada
pelo método de alteamentos para jusante, de acordo com as demandas de enchimento do
reservatório. A capacidade total de deposição em seu reservatório é de cerca de
17.400.000 m3 (Mineração Morro Velho, 2001). A barragem possui no interior do
maciço um filtro de areia vertical, que é interligado a um tapete horizontal. As suas
ombreiras foram tratadas com injeções de calda de cimento para redução da
permeabilidade dos maciços naturais.
Figura 2.11 – Vista geral da Barragem do Rapaunha.
Até hoje foram executados quatro alteamentos na barragem e sua crista encontra-se na
elevação 855,0 m, com o nível d’ água do reservatório na elevação 849,0 m. Quando a
27
sua capacidade de reservação estiver totalmente comprometida, a empresa passará a
lançar os rejeitos na barragem alteada de Cocuruto, conforme exposto anteriormente.
Os rejeitos são lançados na porção mais a montante da barragem, sedimentando-se em
direção ao maciço, perto do qual forma-se um pequeno lago (Figura 2.11).
Na ombreira esquerda está localizado o sistema extravasor que permite a saída da água
em direção à barragem do Cocuruto. O extravasor é do tipo poço, em seção retangular
com base igual a 1,20 m e altura igual a 1,50 m e construído em sua totalidade. À
medida que são dispostos os rejeitos no interior do reservatório, placas de concreto vão
sendo posicionadas na torre de captação dessa estrutura para controlas os níveis de
acumulação dos rejeitos.
2.6.3 – Barragem de Calcinados
A barragem de rejeitos de calcinados foi construída em 1986, adjacente à barragem do
Rapaunha (Figura 2.12) e teve sua operação iniciada naquele mesmo ano, com o
armazenamento dos rejeitos calcinados processados na planta industrial do Queiroz.
Figura 2.12 – Vista geral das barragens de Calcinados e de Rapaunha.
28
A concepção de projeto implica que a barragem de Calcinados receba os efluentes da
Estação de Tratamento de Efluentes existente e, desta forma, deve funcionar em circuito
fechado A grande maioria da água resultante de percolação pelo maciço, seja através do
tapete drenante, pela fundação ou decorrentes de chuvas sobre o talude de jusante é
coletada e bombeada novamente para o reservatório da barragem (Golder, 2003). O
processo de concentração faz uso também de parte do volume acumulado neste
reservatório, através de uma estação de bombeamento montada sobre balsas no mesmo
e que possui uma capacidade de recalque de 240 m3/h.
O maciço inicial constituía-se de um núcleo de aterro argiloso compactado, tendo sua
crista situada na elevação 830,0 m e um dique a jusante, para confinamento do rejeito,
com crista na elevação 815,0 m. Os maciços dos alteamentos utilizaram como material
de construção o underflow da ciclonagem de rejeitos gerados no processo, sendo
empregado o método construtivo por linha de centro, até ter-se atingido a elevação
846,0 m. A partir desta elevação, o alteamento foi executado utilizando o método
construtivo para jusante, com material ciclonado do rejeito originário do circuito de
Raposos e do rejeito da flotação, alternadamente. O último alteamento foi finalizado em
outubro de 2002, resultando no coroamento na elevação 860,0 m que, segundo o
projeto, constitui a cota final desta barragem.
Por se tratar de barragem com maciço alteado utilizando o underflow da ciclonagem dos
rejeitos do processo, os rejeitos são lançados no reservatório nas proximidades do
maciço. Assim, o reservatório apresenta uma configuração na qual a água armazenada é
separada do maciço da barragem pelos rejeitos depositados, o que melhora as condições
de estabilidade geotécnica do maciço.
Nas condições atuais, a barragem possui altura máxima de 52m. Por segurança,
implantou-se um vertedouro de emergência em seção circular, com diâmetro de 800
mm, declividade de 1% e soleira situada na elevação 845,30 m, instalado na ombreira
direita da barragem. Um antigo sistema extravasor de emergência, situado no fundo do
reservatório e que atravessava todo o maciço, foi totalmente desativado e preenchido
com material granular devido aos vazamentos ocorridos nas juntas de concretagem.
29
Uma vez que o reservatório da barragem contém efluentes do processo de tratamento
dos rejeitos e das drenagens das valas de lama arsenical, o vertedouro dessa estrutura foi
idealizado para não operar, sendo que está prevista uma borda livre igual a 3 m na fase
final de encerramento, compatível com arranjos similares ao adotado na Barragem de
Calcinados. Para minimizar o aporte de águas resultantes de drenagem da área a
montante de seu eixo, implantou-se ainda um canal em seção trapezoidal que intercepta
as contribuições de parte dessa área, conduzindo-as, de forma controlada, às barragens
do Rapaunha e do Cocuruto.
2.6.4 – Valas de Lama de Arsenato Férrico
No início da operação da Planta do Queiroz, a precipitação do arsênio ocorria sob a
forma de arsenato de cálcio que, associado a sulfato de cálcio, produzia uma lama de
gesso arsenical que passou a ser depositada em valas, sob aprovação do COPAM
(Conselho de Política Ambiental). Posteriormente, adotou-se uma nova tecnologia de
operação, na qual o arsênio passou a ser precipitado sob a forma de arsenato férrico.
Devido ao caráter de segurança específico inerente à natureza destes resíduos, impõemse cuidados especiais quanto aos procedimentos de sua disposição final.
De 1987 a 1991, os rejeitos arsenicais foram depositados em valas abertas em encostas
situadas ao norte das instalações da Planta de Queiroz (designadas como Valas “A” e
“B”), sendo o material transportado até o local por meio de caminhões com caçamba
especial. Estas duas valas eram impermeabilizadas com argila e mantinham drenagem
por gravidade até o reservatório da barragem de Calcinados. As valas foram utilizadas
até meados de 1991, quando se atingiu a capacidade máxima de estocagem, de cerca de
13.500 m3. Por ocasião da desativação destas valas, a área foi recuperada, com
revegetação do local e estabilização do sistema de drenagem pluvial.
A partir de 1992, foi iniciada a deposição na chamada Vala “C”, construída sob uma
nova concepção de projeto, baseado na adoção de um sistema de impermeabilização das
paredes e do fundo da vala com uma manta sintética em PEAD (Polietileno de alta
densidade) com 1,0mm de espessura (Figura 2.13).
30
Figura 2.13 – Vala “D” de deposição da lama arsenical.
Adicionalmente, foram implantados um sistema de drenagem coletora da fração líquida
contida na lama depositada e seu lançamento seguro até a um ponto de bombeamento
para uma ETE (Estação de Tratamento de Efluentes), situada à jusante da barragem de
Calcinados, transporte em condições seguras e estritamente condicionadas ao domínio
da Planta de Queiroz, além de medidas de monitoramento permanente da água do lençol
freático no entorno da vala. Estas mesmas premissas subsidiaram os projetos das novas
valas “D” e “E”, atualmente em fase de operação.
2.6.5 – Instrumentação das Barragens e Valas
A instrumentação geotécnica em barragens para contenção de rejeitos tem o objetivo de
fornecer dados periódicos sobre o real comportamento da barragem durante a sua
construção, operação e pós-operação, quanto a tensões, deformações, poropressões,
posição do lençol freático e vazões, permitindo a correlação com as premissas e
validação ou não das hipóteses de projeto. Em determinadas situações, estes registros
implicam em tomada de decisões em tempo hábil, de forma a se evitar incidentes ou até
mesmos riscos quanto à segurança do empreendimento (Gouvêa, 2004).
31
A natureza e os objetivos deste monitoramento podem ser bastante variados, sendo os
instrumentos comumente implantados nas seções mais críticas da barragem, tanto na
fundação como no próprio aterro da barragem. A escolha dos tipos de instrumentos a
serem adotados depende de fatores tais como confiabilidade do instrumento, precisão e
facilidade de leitura, facilidade de instalação, tempo de resposta, interferência na
construção, versatilidade do instrumento, dificuldades operacionais para sua aquisição e
custo global (Fonseca, 2003).
No caso particular dos sistemas de disposição de rejeitos (barragens e valas) da Área
Industrial do Queiroz, foram instalados piezômetros, medidores de nível d’água, marcos
fixos, medidores de vazão e réguas linimétricas para a medição do nível do reservatório
(Tabela 2.4).
Tabela 2.4 – Relação dos Instrumentos Instalados nos Sistemas de Disposição de
Rejeitos da Planta do Queiroz
sistema de
piezômetros
disposição
Medidores
marcos
medidor de
de NA
superficiais
vazão
Cocuruto
04
03
-
01
Rapaunha
05
05
03
01
Calcinados
05
03
03
-
Vala “A”
-
-
-
-
Vala “B”
-
02
-
-
Vala “C”
-
03
-
-
Vala “D”
-
03
-
-
Vala “E”
-
03
-
-
Subtotal
14
22
06
02
Total
44
A relevância destes estudos pode ser caracterizada pela adoção, por parte da Anglogold
Ashanti, de uma sistemática específica de controle e de monitoramento das estruturas de
contenção de rejeitos da Planta do Queiroz, com critérios uniformes e definição de
32
procedimentos para caracterização e quantificação dos riscos associados ao
comportamento geotécnico. Esta metodologia está regulamentada através do “Guide
Line” internacional da empresa, sendo que, neste contexto, a Barragem de Calcinados
foi adotada como referência para aplicação desta metodologia (monitoramento e
controle através de carta de risco) a todas as demais instalações da empresa localizadas
na América do Sul.
33
CAPÍTULO 3
3 – CONCEPÇÂO E PROJETO DA BARRAGEM DE CALCINADOS
3.1 – Concepção Geral da Barragem
A Barragem de Rejeitos de Calcinados foi projetada em 1986, em duas etapas distintas
(Tabela 3.1), visando o armazenamento dos rejeitos calcinados oriundos da planta de
beneficiamento industrial do Queiroz.
Tabela 3.1 – Características gerais da Barragem de Calcinados.
Dados Principais
1a Etapa
2a Etapa
Altura Máxima
30
52
Comprimento da crista
120
380
Cota da Crista (m)
830,0
860
Largura da crista (m)
8
12
Área do reservatório
56.000 m2
372.000 m2
Volume do reservatório
530.700 m3
3.905.000 m3
NA máximo
827,0 m
857,0 m
Nível do rejeito
827,0 m
857,0 m
A concepção de projeto estabelecia inicialmente a construção inicial de uma barragem
homogênea em solo compactado com 30 metros de altura (dique de partida), situada no
eixo da futura barragem de rejeitos e um dique de pé, situada à jusante e com altura da
ordem de 14 metros (Branco, 1985). O espaço disponível entre as duas barragens seria,
então, preenchido com o underflow proveniente da ciclonagem dos rejeitos de flotação
da planta do Queiroz.
Assim, a barragem inicial foi construída até a elevação 830,0m com materiais oriundos
das áreas de empréstimos, constituídos por solos residuais, predominantemente solos
silto-arenosos de média plasticidade e, a partir desta cota, foram executados sucessivos
34
alteamentos, utilizando-se o rejeito underflow do processo de beneficiamento do
minério. Estes mesmos materiais foram utilizados na construção do dique de pé.
A conformação final da geometria projetada para a barragem (Figura 3.1a) foi definida
por um talude de montante com inclinação 1V:2H e por um talude de jusante com
inclinação de 1V:2,5H, sendo implantadas bermas a cada 10 m de desnível, com largura
de 3,0 m. Para o controle das águas de percolação através da fundação e do maciço,
construiu-se um tapete drenante a jusante da linha de centro da barragem, com 1,0 m de
espessura e estendendo-se até as ombreiras.
Figura 3.1 – Arranjos e Geometrias da Barragem de Calcinados.
35
Nas ombreiras foram construídos vários drenos sanduíches, em seção trapezoidal,
utilizando brita, areia e geotêxteis, que foram conectados ao tapete drenante. O tapete
drenante descarrega as águas percoladas em um poço situado a jusante do dique de pé e
estas são recalcadas novamente ao reservatório por um sistema de bombas instalado no
local, constituindo, assim, um circuito fechado.
O talude de jusante da barragem e a crista estão protegidos contra a erosão das águas de
chuvas por meio do plantio de vegetação à base de gramíneas e leguminosas. O sistema
de drenagem superficial é composto por canaletas tipo meia cana em concreto,
posicionadas em cada berma, que descarregam em canaletas periféricas e situadas nas
ombreiras, sendo as águas coletadas posteriormente conduzidas até o pé da barragem
para descarte no reservatório da Barragem do Cocuruto.
3.2 – Mudanças da Geometria da Barragem
Razões operacionais levaram a empresa a modificar o processo de alteamento original
da barragem por linha de centro para um sistema de alteamento para jusante, a partir da
elevação 846 m. A principal razão para isso foi resultante da necessidade de se reduzir o
volume do barramento em termos dos volumes dos rejeitos de flotação e do Circuito
Raposos, fornecedores de material de construção da barragem. Em 1993, a empresa
iniciou estudos para utilização dos rejeitos para enchimento (back fill) das minas
subterrâneas de Raposos e Velha, comprometendo, portanto, a disponibilidade destes
rejeitos como materiais de construção da Barragem de Calcinados (Barbosa, 1994).
Neste sentido, alguns estudos foram realizados para avaliar as demandas dos volumes
de rejeitos necessários para construção da barragem pelos métodos de linha de centro e
para jusante. A tabela 3.2 apresenta as comparações destes dados para cada método de
alteamento, a partir da elevação 846,50 m. Face aos resultados obtidos desses estudos, a
empresa decidiu então, pela mudança do método construtivo da barragem, viabilizando
a utilização do rejeito para aplicação no enchimento das minas subterrâneas na região de
Nova Lima e Raposos e conseqüentemente obtendo uma melhoria nos processos de
lavra.
36
Tabela 3.2 - Volumes para Construção do Maciço com Rejeitos Ciclonados.
Volume de rejeitos através do
Volume de rejeitos através do
método pela linha de centro
método por jusante
830,0 / 846,50
270.000 m3
método não utilizado
846,50 / 870,00
1.180.000 m3
727.000 m3
Elevação
Estes estudos demonstraram um ganho significativo na capacidade de armazenamento
do reservatório, visto que a crista da barragem estaria sendo deslocada para jusante
(Figura 3.3b); além disso, a opção pelo método de alteamento por jusante implicou uma
redução da ordem de 38% no volume de rejeitos necessários para construção da etapa
adicional da barragem (Figura 3.3c)
Outra consideração importante que contribuiu para a decisão de mudança do método de
alteamento da barragem foi relativa à questão operacional da manutenção da bateria de
ciclones e das tubulações do rejeitoduto que, no método pela linha de centro,
demandavam constantes desmontagens e reposicionamento das linhas e dos ciclones.
Com a face de jusante livre, os trabalhos de ciclonagem tornaram-se ininterruptos, com
uma aceleração das atividades do processo construtivo da barragem. e obtenção de uma
borda livre bem maior, incorporando à estrutura, portanto, um maior coeficiente de
segurança. Esses estudos foram aprovados e imediatamente colocados em operação a
partir de meados de 1994 quando a barragem se encontrava com altura aproximada de
46 metros.
O alteamento da barragem foi concluído em 2002, quando a crista da barragem atingiu a
elevação de 860,0 m, perfazendo uma altura final de 52m do maciço. Face à
particularidade do armazenamento de rejeitos não inertes, a barragem de Calcinados foi
projetada para operar em circuito fechado, sendo as águas de percolação pelo maciço ou
pela fundação captadas por um sistema de drenagem e conduzidas até a uma estação de
bombeamento para retorno ao reservatório. Em um dos extremos do reservatório,
próximo à ombreira esquerda, instalou-se uma estação de bombeamento para transporte
da água até a planta de tratamento de efluentes onde, após atingir os níveis permitidos
37
pela legislação ambiental, as águas efluentes são lançadas na barragem do Rapaunha,
para posterior descarte no Rio das Velhas a jusante.
Para a segurança hidráulica da barragem, foi implantado um vertedor de emergência em
seção circular, com diâmetro igual a 800 mm, declividade de 1% e soleira na elevação
845,30 m, projetado para ser alteado até a elevação 857,50m. Este vertedor foi
idealizado para nunca entrar em operação, visto que o reservatório contém efluentes do
processo de tratamento dos rejeitos e da drenagem das valas de lama arsenical. Neste
sentido, foi prevista uma borda livre de 3m na fase de desativação do sistema, em
consonância aos cálculos hidrológicos para uma precipitação máxima prevista com
duração crítica de dois dias (Golder, 2004).
Este sistema de emergência foi implantado em substituição ao sistema original que
apresentou problemas estruturais. Com efeito, na concepção original, a estrutura
contava com uma galeria de segurança atravessando todo o maciço da barragem e
elevando-se ao longo da ombreira direita, com aberturas tipo flauta. Assim, para o caso
de ocorrência de falha no sistema de bombeamento, simultaneamente à ocorrência de
elevadas precipitações, as águas excessivas seriam escoadas por este sistema para
jusante, evitando-se assim a possibilidade de colapso da barragem por galgamento.
Entretanto, esta galeria apresentou problemas estruturais em função de recalques
excessivos e vazamentos nas juntas, comprometendo a sua integridade e conduzindo à
sua completa desativação.
Para diminuir o aporte de volume de águas de chuvas no interior do reservatório, o
projeto previu ainda a construção de um sistema corta-rios na elevação 870 m,
direcionando todas as águas para descarte a montante na barragem do Rapaunha.
3.3 – Estudos Geológicos e Geotécnicos das Fundações da Barragem
Toda a área do empreendimento da Barragem de Calcinados, quer do ponto de vista de
suas fundações e do domínio do reservatório, quer do ponto de vista de materiais de
38
empréstimos para a execução da estrutura de barramento, foi objeto de detalhados
estudos geológicos e geotécnicos.
Praticamente toda a área onde a barragem foi implantada está assente em materiais
oriundos dos processos de intemperismo de biotita xistos do Grupo Nova Lima (Branco,
1985). Trata-se, a rigor, de um metassedimento pelítico com pouca contribuição
vulcânica, designado como quartzo-carbonato-clorita-sericita-xisto contendo grafita.
Medidas de atitudes da foliação dessas rochas variaram entre E-W/55S e N20W/55SW.
As fraturas presentes nestas litologias apresentam atitudes próximas a N47E/40NW.
Ocorrem, ainda, variações composicionais representadas por quartzo-carbonatossericita-xistos, quartzo-ankerita-xistos e metarenitos carbonásticos, todos com direção
geral
NW-SE
e
dispostos
em
lentes
delgadas.
Estas
litologias
ocorrem
predominantemente na porção SW da área em questão. Em toda área ocorrem diques
delgados de diabásio, de direção geral NE-SW e localmente NNW-SSE. Esses diques
são tardios, pois ocorrem cortando e, algumas vezes, deslocando todas as rochas de
ocorrência prévia de direção NW-SE.
Estas rochas apresentam-se bastante intemperizadas a meia encosta e, principalmente,
no topo das elevações. Por outro lado, no fundo dos talvegues, predominam pequenas
coberturas de solos residuais, enquanto o xisto encontra-se apenas semi-intemperizado;
as sondagens executadas mostraram a sua presença quase inalterada, mesmo a pequenas
profundidades.
A xistosidade na área da barragem apresenta-se com posição bastante homogênea, com
predominância de planos segundo N30E com mergulhos em torno de 500 para SE,
ortogonalmente ao eixo principal da barragem, apresentado, assim, condições
favoráveis às condições de estabilidade das fundações e das ombreiras como também
em relação a estanqueidade do reservatório. Complementarmente, verificou-se que a
região a jusante da barragem apresenta a presença de uma camada aluvionar sobre os
solos residuais de biotita xistos, atualmente afogada pelo nível da barragem do
Cocuruto.
39
Na região da ombreira esquerda foram identificados solos constituídos de argila siltosa,
com profundidades variáveis entre 2 e 10 m, que foram utilizados para a construção do
maciço de partida da barragem.
Em paralelo, foram executados ensaios para investigação do comportamento do lençol
freático e as condições de permeabilidade dos maciços locais. Os ensaios de fluxo
d’água nos horizontes de solos permitiram a definição de um programa de injeções de
calda de cimento para assegurar uma melhor impermeabilização das fundações da
barragem.
Os trabalhos de sondagens geotécnicas e ensaios realizados previamente conduziram os
trabalhos de limpeza, escavação e preparo das fundações da barragem desde a etapa do
dique de partida até a barragem final.
3.4 – Estudos Hidrológicos
Estudos hidrológicos específicos foram realizados na época da concepção do projeto,
para a determinação das intensidades de chuvas tomando-se diferentes tempos de
recorrência (50, 100, 200, 500 e 1000 anos), utilizando-se dados disponíveis das regiões
de Belo Horizonte e Nova Lima.
O estudo também contemplou a análise do balanço hídrico referentes ao aporte no
reservatório da barragem das águas pluviais, de nascentes e da polpa dos rejeitos. Destas
análises, concluiu-se que o reservatório iria operar como regulador de vazão, recebendo
e acumulando os picos de cheias e descarregando fluxos residuais a uma vazão máxima
de 240 m3/h. As elevações do nível d’água foram consideradas pequenas e compatíveis
com os níveis de segurança previstos.
Mais recentemente, novos estudos foram realizados (Golder, 2003) adotando-se o
critério da precipitação máxima prevista, objetivando a verificação da possibilidade de
galgamento da barragem, hipótese totalmente descartada devido a grande borda livre
existente à época do estudo.
40
Após a definição da posição final da estrutura, foram definidas as curvas cotas –
volumes para a barragem (Figura 3.2).
3.5 – Instrumentação da Barragem
A instrumentação do maciço é constituída por uma linha central de seis piezômetros
tipo Casagrande, situando dois deles a montante, um na crista e mais três no talude de
jusante, além de três medidores de nível d’água no talude de jusante e três marcos
superficiais localizados na crista (Figura 3.3).
41
Cota X Volume
Geometria Projeto
m
m3
805
-
810
11.700,00
815
59.200,00
820
147.700,00
830
530.700,00
840
1.250.000,00
850
2.236.700,00
860
3.570.700,00
870
5.570.700,00
42
As leituras de monitoramento são realizadas periodicamente a cada quinze dias e têm
demonstrado que as poropressões medidas nos maciços e fundações da barragem
atendem as condições de segurança. Similarmente, as leituras do monitoramento dos
deslocamentos verticais e horizontais, obtidas pelos marcos superficiais estão sendo
realizadas desde 1998 e os resultados apresentam-se bastante consistentes, sem
ocorrência de dados discrepantes ou alarmantes.
Figura 3.3 – Seção instrumentada (piezométrica) da Barragem de Calcinados.
3.6 – Sistema de Drenagem Interna e Análises de Percolação
A drenagem interna da Barragem de Calcinados foi projetada como uma série de drenos
filtros, executados sob a barragem de pé e sob a barragem principal construída pela
deposição de rejeitos ciclonados, seguindo anteprojeto preparado pela Anglo American
Corporation South Africa Ltda. Além deste aspecto pouco convencional, o projeto
incluiu a condição de submersão do talude de jusante até cerca de 24m de altura, em
função da elevação do reservatório da Barragem de Cocoruto, localizada a jusante da
barragem de Calcinados.
43
Assim, o sistema de drenagem interna da barragem foi projetado de forma a não lançar
as águas percoladas diretamente à jusante, como seria o procedimento convencional, e
sim, concentrar este fluxo para um poço situado na parte baixa do talude de jusante, a
partir do qual a água seria bombeada para o reservatório a montante.
Com a elevação do reservatório da Barragem de Cocuruto a jusante, o poço original
seria lacrado, passando as águas a serem coletadas a partir de um novo poço, com topo
previsto acima da cota 824,0m e fora do alcance das águas da barragem situada à
jusante. Desse poço, as águas passariam a ser redirecionadas ao reservatório de
montante também por bombeamento, estimado da ordem de 50 a 60 m3/h.
Tais condicionantes implicaram a adoção de procedimentos específicos para as análises
de percolação através do maciço e das fundações da Barragem de Calcinados, de forma
a incorporar estas diferentes situações de operação. Os estudos comportaram, então,
análises de percolação para a barragem com reservatório pleno (em regime permanente
de fluxo) e análises de percolação através do talude de jusante, pela elevação futura do
nível d’ água do reservatório da Barragem do Cocuruto (acarretando a submersão
parcial do talude de jusante da Barragem de Calcinados).
3.6.1 – Análises de Percolação das Águas do Reservatório de Calcinados
A primeira situação estudada considerou a hipótese da percolação através da barragem
inicial (dique de partida), assente sobre fundação impermeável e sob reservatório pleno
com crista na cota 830,0m, sem levar também em consideração o aterro construído com
a disposição dos rejeitos calcinados à jusante (Figura 3.4).
A hipótese de fundação impermeável seria assegurada pelos processos de injeção das
caldas de cimento aplicadas na fase de tratamento do maciço rochoso local. Nestas
análises, admitiu-se a hipótese de isotropia do aterro à permeabilidade e adotou-se um
valor de coeficiente de permeabilidade igual a 6,4 x 10-8 cm/s para o material de aterro,
obtido a partir de ensaios realizados em laboratório.
44
Figura 3.4 – Rede de fluxo para a Barragem de Calcinados: Dique de Partida sob
Reservatório Pleno e Fundação Impermeável.
A vazão por metro linear de barragem será dada por :
q = 6,4 x 10-8 . 3000. 2,40/8. 100 = 0,0058cm3/s/m de barragem
e, para uma área de influência de comprimento L = 70m, ter-se-ia que:
q = 0,0058cm3/s/m x 70m = 0,0244 l/min.
Na hipótese de efeitos apenas parciais das cortinas de injeção, a solução anterior foi
revista admitindo-se a condição de barragem assente sobre uma fundação permeável,
definida por uma camada de aproximadamente 15 m de espessura com um coeficiente
de permeabilidade da ordem de 1,0 x 10-4 cm/s (Figura 3.5).
Para fins do traçado da rede de fluxo, admitiu-se a hipótese de meio homogêneo e
isotrópico à permeabilidade, igualando-se as permeabilidades do material do aterro e do
solo de fundação. Nos cálculos, adotou-se um valor de k = 1,0 x 10-4 cm/s, condição
mais crítica dos materiais analisados, em termos de condutibilidade hidráulica,
reavaliando-se, então, as vazões totais de percolação através da barragem.
45
Reservatório Pleno e Fundação Permeável.
Nestas condições, a vazão por metro linear de barragem será dada por :
q = 1,0 x 10-4. 3000. 3,40/6,3. 100 = 16,2 cm3/s/m de barragem
q = 16,2 cm3/s/m x 70m = 68,04 l/min.
Uma terceira análise de projeto contemplou a barragem inicial com a geometria anterior
e assente em fundação permeável, considerando adicionalmente a disposição de rejeitos
à montante. Nesta hipótese, o depósito de rejeitos foi admitido como constituído por
camadas alternadas de rejeitos calcinados e não calcinados, tendo uma inclinação de
aproximadamente 1V:5H, com a crista da barragem e o NA do reservatório elevados até
a cota 834,0m (Figura 3.6). No arranjo proposto, a disposição de rejeitos, à montante da
barragem inicial, tem o efeito de desempenhar a função de um tapete
impermeabilizante, dificultando a percolação das águas através do maciço da barragem.
46
Reservatório Pleno, Fundação Permeável e Depósito de Rejeitos Ciclonados à
Montante.
Por meio de ensaios de laboratório, a permeabilidade dos rejeitos calcinados variou
entre 1,60 x 10-6 e 1,7 x 10-5 cm/s e a permeabilidade dos rejeitos não calcinados variou
entre 0,40 x 10-6 e 2,5 x 10-6 cm/s. Nos cálculos, admitiu-se um valor médio e igual a 5
x 10-5 cm/s para o depósito de rejeitos.
Para o arranjo previsto, a vazão por metro linear de barragem será dada por :
q = 5,0 x 10-5. 3400. 3,35/7,3. 100 = 7,80 cm3/s/m de barragem
q = 7,80 cm3/s/m x 100m = 46,80 l/min.
Estes resultados demonstram uma efetiva ação impermeabilizante do depósito de
rejeitos à montante da barragem inicial, implicando em uma redução de cerca de 31%
da vazão total percolada em relação à condição anterior.
47
3.6.2 – Análises de Percolação pelo Talude de Jusante
Para estas séries de análises, as condições de fluxo no talude de jusante da Barragem de
Calcinados foram estabelecidas em função da posição do NA do reservatório da
Barragem do Cocuruto situada a jusante.
Numa abordagem inicial, para o NA da Barragem do Cocuruto na cota 814,0m, ou seja,
correspondente à cota do topo do dique de pé e para a seção transversal situada no eixo
da barragem, os fluxos tendem a ser direcionados para o poço de drenagem situado no
limite do tapete impermeabilizante, através do talude de jusante à montante e através do
talude e da fundação à jusante do poço de drenagem do dique de pé (Figura 3.7).
Figura 3.7 – Rede de fluxo para o talude de jusante da Barragem de Calcinados: Dique
de pé, Fundação Permeável e NA à cota de 814,0m (seção transversal principal).
O material de construção do dique de pé é o mesmo da barragem inicial, tendo, portanto
um coeficiente de permeabilidade de 6,4 x 10-8 cm/s. A fundação da barragem foi
assumida como sendo permeável, caracterizada por um coeficiente de permeabilidade
igual a 1,0 x 10-4 cm/s.
48
Como a percolação à jusante do poço de drenagem ocorre através do maciço da
barragem de pé e da fundação da mesma, a rede de fluxo foi construída admitindo-se
materiais homogêneos e isotrópicos para o maciço e para a fundação, adotando-se um
valor médio de k = 5,0 x10-8 cm/s para estes materiais. Analogamente aos cálculos
anteriormente apresentados tem-se que:
qmont = 6,4 x 10-8. 1650. 12/3. 100 = 0,042 cm3/s/m de barragem
qjus = 5,0 x 10-5. 1650. 7/10. 100 = 5,78 cm3/s/m de barragem
e, admitindo-se uma faixa de influência de 45 metros de comprimento, ter-se-ia que:
q = 5,82 cm3/s/m x 45m = 15,71 l/min.
Uma análise similar foi feita para uma seção alternativa, situada cerca de 10m da seção
transversal principal, em que o sistema de drenagem é formado por 4 drenos
longitudinais (Figura 3.8).
de pé, Fundação Permeável e NA à cota de 814,0m (seção a 10m da seção principal).
49
Na seção afastada do eixo, foram obtidas quatro redes de percolação, uma para cada
dreno cortado transversalmente (Tabela 3.3).
Tabela 3.3 - Dados das redes de percolação dos drenos da Figura 3.8.
dreno
Nf
Nq
H (m)
1
13
12
14,0
2
6
7
12,5
3
5
9
12,0
4
1
17
11,5
Nf : número de tubos de fluxo da rede; Nq : número de quedas de potencial da rede
H: carga hidráulica total
Observa-se que parte das águas absorvidas pelo dreno 1 atravessam o maciço e outra
parte percola através da fundação da barragem de pé. No caso deste dreno e em analogia
às considerações anteriores, adotou-se um valor de k = 5,0 x 10-5 cm/s nos cálculos, tal
que:
q = [6,4 X 10-8 (6/7 x 1250 + 5/9 x 1200 + 1/17 x 1150) +
+ 5,0 x 10-5 x 13/12 x 1400] x 100 = 7,59 cm3/s/m de barragem
Admitindo-se, para esta seção, uma faixa de influência de 25 metros para cada lado da
barragem, resulta que:
q = 7,59 cm3/s/m x 25m x 2 = 22,77 l/min.
Assim, a vazão total a ser direcionada ao poço de drenagem será, então, dada por:
q = 15,71 + 22,77 = 38,5 l/min.
Numa segunda abordagem, admitiu-se o NA da Barragem do Cocuruto na cota 824,0m,
para ambas as seções analisadas previamente (Figuras 3.9 e 3.10).
50
de pé, Fundação Permeável e NA à cota de 824,0m (seção transversal principal).
de pé, Fundação Permeável e NA à cota de 824,0m (seção a 10m da seção principal).
Para ambas as seções, a percolação da água, a montante do poço de drenagem, ocorre
através do maciço da barragem de pé (k = 6,4 x 10-8 cm/s) e do rejeito depositado no
talude de montante desta barragem (valores de k variando entre 0,4 x 10-6 e 2,5 x 10-6
cm/s). Para o traçado da rede de fluxo, admitiu-se um valor médio de k igual a 1,5 x 10-6
cm/s, em função da hipótese de homogeneidade e isotropia destes materiais.
51
Quanto às águas à jusante do poço, as redes de percolação obtidas e os coeficientes de
permeabilidade admitidos foram os mesmos das análises anteriores (cota do reservatório
na cota 814,0m), variando-se apenas o potencial de carga hidráulica total disponível.
Para a seção principal, resulta que:
qmont = 1,5 x 10-6. 2650. 18/3. 100 = 2,39 cm3/s/m de barragem
qjus = 5,0 x 10-5. 2650. 7/10. 100 = 9,28 cm3/s/m de barragem
e, admitindo-se uma faixa de influência de 80 metros de comprimento, ter-se-ia que:
q = 11,67 cm3/s/m x 80m = 55,97 l/min.
Na seção afastada do eixo, foram obtidas quatro redes de percolação, uma para cada
dreno cortado transversalmente (Tabela 3.4).
Tabela 3.4 - Dados das redes de percolação dos drenos da Figura 3.10.
dreno
Nf
Nq
H (m)
1
13
12
24,0
2
6
7
22,5
3
5
9
22,0
4
9
11
21,0
Nf : número de tubos de fluxo da rede; Nq : número de quedas de potencial da rede
H: carga hidráulica total
Portanto, a vazão total para a seção afastada do eixo será dada por:
q = [1,5 X 10-6 (6/7 x 2250 + 5/9 x 2200 + 9/11 x 2100 + 5/13 x 1800) +
+ 5,0 x 10-5 x 13/12 x 2400] x 100 = 13,83 cm3/s/m de barragem
Admitindo-se, para esta seção, uma faixa de influência de 40 metros para cada lado da
barragem, resulta que:
52
q = 13,83 cm3/s/m x 40m x 2 = 66,38 l/min.
Assim, a vazão total a ser direcionada ao poço de drenagem será, então, dada por:
q = 55,97 + 66,38 = 122,35 l/min.
Na fase inicial do empreendimento, a vazão das águas naturais do fundo do vale
captadas pelos drenos foi da ordem de 1,8 l/s.. Antes da execução da cortina de
impermeabilização com injeções de cimento, estas vazões eram da ordem de 5 l/s.
Durante o período de chuvas, esta vazão deve atingir 4 l/s. A percolação de montante
calculada com a crista da barragem na cota 830,0m alcança um máximo de 1,14/s. A
percolação de jusante nesta fase, com água abaixo da cota 814,0m, será inferior a 0,64
l/s. O total de águas no sistema de drenagem interna será então da ordem de 5,78 l/s.
Em etapas futuras, previu-se uma tendência
de pequena queda na percolação de
montante, devido à ação de tapete impermeabilizante desempenhado pelo depósito de
rejeitos à montante (da ordem de 1 l/s). Por outro lado, como a elevação do NA deverá
aumentar a vazão das águas naturais de 4 para 6 l/s e como a percolação de jusante com
a elevação do NA da barragem do Cocuruto deverá alcançar até 2,0 l/s, estimou-se a
vazão máxima dos drenos como sendo igual a 1 + 6 + 2 = 9 l/s. O esgotamento destas
águas é vital para o funcionamento do sistema e, desta forma, incorporando ainda um
fator de segurança, o mesmo foi dimensionado para recalcar até 15 l/s.
As análises de estabilidade dos taludes da barragem foram efetuadas, tanto para a fase
de construção como sob fluxo em regime permanente, utilizando-se os ábacos de
Bishop – Morgenstern, tal que:
FS = m - nru
sendo FS o coeficiente de segurança do talude e m e n, fatores adimensionais, que
dependem do número de estabilidade, ângulo de atrito do solo e geometria do talude e
53
ru, o chamado parâmetro das poropressões (expresso pelo valor médio das relações entre
a poropressão medida e a tensão vertical total atuante em diferentes pontos do maciço) .
Nas análises, os parâmetros geotécnicos adotados para os rejeitos de flotação foram os
seguintes: c = 10 kPa , φ = 30° e γ = 18,0 kN/m3, enquanto que, para o solo compactado
doas aterros da barragem inicial e do dique de pé foram os seguintes: c = 10 kPa , φ =
32° e γ = 16,5 kN/m3. Todas as análises foram estabelecidas de modo a se estabelecer
um valor mínimo de FS igual a 1,5.
54
CAPÍTULO 4
4
–
DIAGNÓSTICO
E
CONDIÇÕES
OPERACIONAIS
ATUAIS
DA
BARRAGEM DE CALCINADOS
4.1 – Disposição e Quantidades de Rejeitos
Conforme mencionado anteriormente, os minérios provenientes de diferentes minas são
processados na Planta Metalúrgica do Queiroz através de dois circuitos distintos,
dependendo da composição mineralógica do minério de origem. A fração grosseira do
ouro contido é recuperada em circuitos gravimétricos e as frações finas são recuperadas
em circuitos hidrometalúrgicos e pirometalúrgicos, conforme o tipo de minério
processado.
No Circuito Cuiabá, os rejeitos de flotação são ciclonados, sendo a fração grosseira
(underflow) utilizada como material de enchimento (back–fill) da Mina Velha e como
material de construção do maciço da Barragem de Calcinados, enquanto a fração fina
(overflow) é lançada no reservatório da Barragem de Rapaunha. Por outro lado, na fase
hidrometalúrgica do processo de tratamento, após o último tanque de adsorção, os
rejeitos dos calcinados (oriundos dos produtos calcinados na fase de ustulação), sob a
forma de polpa, são bombeados e depositados na Barragem de Calcinados (Figura 4.1).
No primeiro caso, os rejeitos de flotação são ciclonados por meio de baterias de ciclones
instalados na própria Barragem de Calcinados, que utiliza, desta forma, o produto direto
do underflow como material dos alteamentos da barragem, enquanto uma tubulação
específica ou ‘rejeitoduto’ conduz e promove o lançamento dos rejeitos calcinados em
forma de polpa no reservatório da barragem (Figura 4.1).
Enfatizou-se previamente também que, em função da necessidade de utilização dos
rejeitos de flotação como material de enchimento das minas subterrâneas de Raposos e
Velha, com conseqüente redução dos volumes disponíveis para a construção da
barragem de Calcinados, o projeto da barragem teve de ser readaptado e condicionado
55
às novas premissas, mediante a modificação do processo de alteamento por linha de
centro para um sistema de alteamento para jusante, a partir da elevação 846,0 m.
Figura 4.1 - Barragem de Calcinados: lançamento dos rejeitos em forma de polpa.
A barragem entrou em operação em 1987, sendo os rejeitos acumulados na área física
intermediária às locações da barragem inicial e do dique de pé, pelo método de
alteamento por linha de centro. A nova metodologia construtiva (alteamento para
jusante) foi implementada a partir de meados de 1994, quando a barragem se encontrava
com altura aproximada de 46 metros e tal reestruturação implicou uma redução da
ordem de 38% no volume de rejeitos necessários para a execução da etapa adicional da
barragem.
elevação de 860,0 m, perfazendo uma altura final de 52m do maciço. Note-se um certo
balanceamento das quantidades de rejeitos armazenados como materiais de construção e
56
de contenção na barragem (Tabela 4.1). Até 2004, foram armazenados 1.734.201t de
rejeitos no reservatório e 1.578.468t de rejeitos no maciço da barragem.
Tabela 4.1 – Quantidades de rejeitos depositados no maciço e no reservatório da
Barragem de Calcinados.
ano
1987
1988
1989
1990
1991
1992
1993
1994
1995
1996
1997
1998
1999
2000
2001
2002
2003
2004
total
rejeitos
depositados no rejeitos
depositados
reservatório da barragem (t)
maciço da barragem (t)
67.032
57.561
63.656
57.561
65.261
57.561
68.189
57.561
66.958
57.561
76.092
57.561
80.067
57.561
86.823
57.561
89.653
52.406
86.224
86.674
80.925
99.797
90.019
217.815
99.772
226.729
104.369
192.658
153.642
176.439
136.897
65.462
136.382
0
182.240
0
1.734.201
1.578.468
no
4.2 – Barragem e Obras Auxiliares
A Barragem de Calcinados constitui uma estrutura de contenção de rejeitos em aterro
hidráulico, com 52m de altura e 286m de crista, talude de montante com inclinação
1V:1H e talude de jusante com inclinação de 1V:2,5H, com bermas a cada 10 m de
desnível, com largura de 3,0 m.
A geometria atual e uma vista geral da Barragem de Calcinados estão mostradas na
Figura 4.2, incorporando o depósito dos rejeitos ciclonados, a barragem inicial e o dique
de pé. O maciço inicial constitui-se de um núcleo de aterro argiloso compactado, tendo
57
sua crista situada na elevação 830,0 m e um dique de pé a jusante, para confinamento do
rejeito, com crista na elevação 815,0 m.
58
Figura 4.2 – Geometria atual e vista geral da Barragem de Calcinados.
59
4.2.1 – Sistema Extravasor
A Barragem de Calcinados foi projetada com um sistema extravasor de segurança, na
forma de uma galeria em concreto armado estendendo-se sob o maciço da barragem e o
reservatório e apoiando-se na ombreira direita no sistema tipo flauta. Em se tratando de
um circuito fechado, a previsão era de que tal sistema somente entraria em operação em
caso de emergências, por comprometimento do sistema de bombeamento ou por meio
de uma precipitação muito atípica na região do reservatório.
Em 1995, constatou-se a presença de uma dolina de um metro de diâmetro na região da
praia de rejeitos, próxima à ombreira direita, na projeção vertical da galeria de
segurança. Paralelamente ao efeito da formação da dolina, a equipe de operação da
barragem verificou a ocorrência de rejeitos calcinados na estrutura de descarga da
galeria, o que permitiu concluir que a galeria apresentava perda de continuidade e
colapso localizado. Tal fato ocorreu basicamente por problemas de recalques da
estrutura de concreto ou por ruptura das junta de dilatação da galeria.
Face à impossibilidade de acesso à região comprometida da galeria, em função da
seção transversal reduzida e ao grande potencial de riscos de acidentes, a empresa optou
por desativar este sistema extravasor. Assim, procedeu-se ao tamponamento total da
galeria, por meio do seu preenchimento com rejeitos calcinados e, na porção final da
galeria, foi construído um grande filtro invertido, dimensionado para retenção das
partículas sólidas e drenagem da polpa dos rejeitos infiltrados.
Para a substituição do sistema desativado, implantou-se um vertedouro de emergência
em seção circular, com diâmetro de 800 mm, declividade de 1% e soleira situada na
elevação 845,30 m, instalado na ombreira direita da barragem. Com a elevação do
depósito de rejeitos, na região de acesso ao vertedouro foi construída uma galeria
vertical tipo tulipa, alteada à medida em que ocorra o alteamento do nível dos rejeitos
no reservatório da barragem. Na situação atual, com a crista da barragem na Elevação
860,0m, este vertedouro encontra-se incorporado ao maciço da barragem. Pretende-se,
futuramente, implantar um novo vertedouro de superfície na Elevação 857,0m.
60
4.2.2 – Dique de Proteção das Balsas
Com o avanço da praia de rejeitos em direção ao fundo do vale, região no qual estavam
posicionadas as bombas para recirculação de água do reservatório, a equipe de
manutenção e operação da barragem decidiu pela construção de um dique de proteção
para o sistema de bombeamento, com o objetivo de se evitar que os rejeitos se
aproximassem da posição de sucção.
Assim, em 1996, o dique foi construído em arco (Figura 4.3) com dimensões na crista
de 10,0 x 30,0 metros e altura total de oito metros, com 3m de borda livre, utilizando-se
material granular da pilha de estéril da Mina de Raposos. Após a construção, o dique
passou a ser parte integrante do sistema, sendo inspecionado a cada quatro meses e
submetido a alteamentos sucessivos à medida em que tal procedimento mostrou-se
necessário.
Figura 4.3 – Dique de proteção do sistema de bombeamento.
Esta solução trouxe um grande benefício à eficiência do sistema de bombeamento por
reduzir substancialmente os procedimentos de manutenção periódica, permitindo ainda
manter a locação da balsa em um único ponto de sucção (Figura 4.4). Na ausência deste
61
dique de proteção, a sistemática usual consistia em uma contínua realocação do sistema
de bombeamento na área de captação do reservatório.
Figura 4.4 – Sistema de bombeamento e recirculação de água.
4.2.3 - Proteção do talude de jusante
Após a conclusão da construção do maciço, com o coroamento da crista na elevação
860,0 m, a empresa, em parceria com a Emater (Empresa de Assistência Técnica e
Extensão Rural), instituição federal de pesquisas nas áreas de agricultura e pecuária,
iniciou os trabalhos de proteção com cobertura vegetal do talude de jusante, com o
objetivo principal de se evitar a formação de sulcos erosivos e garantir uma estética
adequada à estrutura.
Tal prática, porém, mostrou-se extremamente difícil, pelo grande desafio de se
encontrar espécies resistentes ao ambiente formado pelo underflow do rejeito ciclonado,
62
visto que a experiência não cogitava a possibilidade de se importar solo para aplicação
sobre o rejeito.
Assim, procedeu-se inicialmente a uma fase de experimentação do plantio de gramíneas
e leguminosas diretamente sobre os rejeitos de flotação. O experimento ocorreu na
época de seca (junho a setembro) e, para tanto, foi montado um sistema de irrigação em
uma área de 100 m2. Foi selecionado um coquetel de treze espécies de sementes de
gramíneas e leguminosas, que foram aplicadas diretamente sobre o rejeito. Os
resultados foram excelentes e, a partir destas observações prévias, implantou-se a
semeadura em todo o talude de jusante, nos períodos chuvosos subseqüentes, obtendose os objetivos de proteção superficial e melhoria do aspecto visual da barragem.
Figura 4.5 – Proteção com cobertura vegetal do talude de jusante.
4.3 – Ensaios de Recuperação do Nível D’água
A estabilidade de uma barragem de rejeitos é fortemente influenciada pelo nível d’água
no interior de seu maciço. Assim, torna-se necessário o monitoramento da linha freática,
comportamento mais freqüentemente adotado na Anglogold Ashanti fazendo-se uso de
piezômetros Casagrande ou de medidores de nível d’água.
63
Os piezômetros Casagrande são constituídos por um tubo de PVC em cuja extremidade
inferior é acoplada uma célula porosa (de cerâmica ou bronze sinterizado) ou um bulbo
drenante (comumente na forma de um trecho perfurado do tubo envolvido com
geotêxtil). A célula de pressão fica inserida numa base de material drenante e confinada
num trecho limitado (usualmente de 1,0 a 1,5 m) por uma camada selante (usualmente
bentonita ou solo-cimento), utilizada para vedar o espaço anular entre o tubo e o furo.
Em superfície, o instrumento deve ser devidamente protegido contra atos de vandalismo
(Fonseca, 2003).
No caso da Barragem de Calcinados, foram instalados 07 piezômetros, constituídos
basicamente em um tubo plástico de 26 mm de diâmetro, tendo, na sua extremidade
inferior, uma célula de 60 mm de diâmetro totalmente perfurada e preenchida com areia
com 1000 mm de comprimento (Figura 4.6). A ponta da extremidade inferior é selada
com massa plástica e um cap de tamponamento. A parte superior imediatamente
posicionada sobre a célula (corpo) é obstruída com selo de cimento e posteriormente
com solo cimento até a superfície onde é construído um pequeno selo de concreto.
O medidor de nível d’água é de construção mais simples, constando basicamente de um
tubo plástico perfurado em todo o seu comprimento com um tampão no fundo.
As principais vantagens deste tipo de instrumento são: elevada confiabilidade,
simplicidade, durabilidade e custos reduzidos, bem como a possibilidade de verificação
do seu desempenho. Como desvantagens principais, podem ser citadas as seguintes: alto
tempo de resposta para materiais de baixo valor de permeabilidade; interferência na
praça de construção; não é adequado para a determinação das poropressões no período
de construção; não permite a medição de pressões negativas; restrições de localização à
montante da linha d’água e maiores dificuldades de acesso aos terminais de leitura em
relação a outros tipos de instrumento. Em função do diâmetro do furo de sondagem,
podem ser instalados dois ou mais instrumentos em um mesmo furo.
64
Figura 4.6 – Piezômetros Casagrande instalados na Barragem de Calcinados.
Com o objetivo de se verificar a eficiência dos piezômetros tipo Casagrande e os
medidores de nível d’água, foram realizados testes de eficiência denominados upset
tests ou ensaios de recuperação. Estes procedimentos de campo constituem comumente
parte integrante das atividades de operação e manutenção dos sistemas de disposição de
rejeitos da Anglogold Ashanti.
Os testes foram realizados no final do período de seca, durante o mês de setembro,
contando com a colaboração da equipe operacional da empresa que disponibilizou os
recursos necessários. Todos os instrumentos instalados na barragem de Calcinados
foram submetidos a estes ensaios e os resultados obtidos são descritos a seguir.
4.3.1 – Metodologia do Teste
Inicialmente executou-se o trabalho de aferição topográfica das elevações de cada
instrumento e foi feita a checagem com os dados anteriores (Figura 4.7). Este
65
procedimento foi de fundamental importância, visto que, para alguns instrumentos, estes
dados estavam equivocados, o que certamente comprometeria a representatividade dos
futuros trabalhos de análises de percolação e de estabilidade da barragem.
Figura 4.7 – Checagem das elevações da instrumentação.
Após esta checagem topográfica inicial, foram aferidas as profundidades efetivas de
cada instrumento, sendo utilizado para esta atividade uma esfera de aço presa a uma
corda de nylon. A esfera era descida dentro do instrumento até que a ela tocasse o fundo
do mesmo. O comprimento da descida era medido através de uma trena graduada e a
profundidade confrontada contra aquela constante à época da instalação dos
instrumentos.
De posse dos dados de elevação do topo dos instrumentos, da profundidade e do nível
d’água de trabalho, procedeu-se à realização do ensaio propriamente dito, em duas fases
distintas. Após o preenchimento de todo o tubo do instrumento com água e, de posse de
um cronômetro e uma trena, foram, então, anotadas periodicamente as variações do
nível d’ água ao longo do tubo com os respectivos tempos (Figura 4.8) para todos os
instrumentos da barragem. Estes registros foram efetuados até se atingir a equalização
do NA no tudo dos instrumentos.
66
Figura 4.8 – Teste de Recuperação do Nível D’Água dos Piezômetros.
O princípio do teste de recuperação é que a coluna d’água no interior do tubo do
instrumento tenderá a ser dissipada para o maciço através da célula drenante do
instrumento, indicando uma condição de fluxo livre e, conseqüentemente, condições
operacionais adequadas do piezômetro. O tubo do instrumento deve estar
permanentemente exposto à pressão atmosférica e, para isto, sua tampa dispõe de uma
pequena abertura com cerca de 5 mm de diâmetro.
4.3.2 – Resultados dos Ensaios de Recuperação
Os resultados típicos dos ensaios realizados estão indicados na Tabela 4.2 e na Figura
4.9, para o caso do piezômetro PZ02. Os resultados correspondentes aos demais ensaios
estão apresentados no Anexo I deste trabalho.
Tabela 4.2 – Resultados do Ensaio de Recuperação do NA –PZ 02.
Cota de topo
Profundidade NA
Cota do NA
Tempo (min)
0,5
846,046
13,32
832,726
Profundidade
Elevação
(m)
0,97
845,076
67
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
17
19
21
23
25
27
29
34
39
44
51
61
71
81
91
101
111
121
141
161
181
201
221
241
1440
1,39
1,84
2,23
2,62
2,99
3,32
3,65
3,97
4,24
4,51
4,77
5,01
5,24
5,46
5,69
6,1
6,49
6,85
7,19
7,51
7,8
8,08
8,7
9,2
9,66
10,35
10,87
11,26
11,56
11,81
12,02
12,2
12,35
12,44
12,63
12,77
12,88
12,97
13,04
13,36
68
844,656
844,206
843,816
843,426
843,056
842,726
842,396
842,076
841,806
841,536
841,276
841,036
840,806
840,586
840,356
839,946
839,556
839,196
838,856
838,536
838,246
837,966
837,346
836,846
836,386
835,696
835,176
834,786
834,486
834,236
834,026
833,846
833,696
833,606
833,416
833,276
833,166
833,076
833,006
832,686
Barragem de Calcinados PZ 02
848,00
846,00
844,00
842,00
840,00
m
838,00
836,00
834,00
832,00
830,00
828,00
0,
5
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
17
19
21
23
25
27
29
34
39
44
51
61
71
81
9
101
11 1
12 1
14 1
16 1
18 1
20 1
22 1
24 1
14 1
40
826,00
minutos
Nível original
Leitura PZ
Figura 4.9 – Curva do Teste de Recuperação do Nível D’Água do Piezômetro PZ 02.
Em condições normais, o nível d’ água no interior do tubo tenderá a retornar á sua
posição original, ao final do ensaio. Quando a permeabilidade do meio for elevada, o
tempo de recuperação será imediato, ao passo que, numa condição de baixa
permeabilidade, este fluxo será lento, podendo levar dias para o retorno ao nível d’água
original.
Durante a realização dos testes de recuperação, pôde-se constatar que os medidores de
nível d’ água comportam-se de maneira diferente dos piezômetros. Com efeito,
enquanto que nos piezômetros a descida da água pode ser medida continuadamente, nos
medidores de nível d’ água isto não acontece pois, devido ao fato do tubo ser todo
perfurado, o esvaziamento é afetado pelo fluxo intersticial do próprio maciço, tornando
estas medidas, desta forma, sem representatividade.
69
Com base nos resultados destes ensaios e na efetiva caracterização dos níveis
piezométricos no maciço da Barragem de Calcinados, tornou-se possível estabelecer as
condições de fluxo e de geração das poropressões internas, que subsidiaram, então, as
análises de estabilidade para as atuais condições operacionais da barragem. Estas
análises são apresentadas no capítulo seguinte deste trabalho.
70
CAPÍTULO 5
5 – ANÁLISES DE ESTABILIDADE DO TALUDE DE JUSANTE DA
BARRAGEM DE CALCINADOS
5.1 – Considerações Iniciais
Para as análises de estabilidade do talude de jusante da Barragem de Calcinados, este
estudo admitiu a condição de fluxo em regime permanente, a partir da seção de maior
altura da barragem, utilizando valores de parâmetros geotécnicos obtidos através dos
ensaios de laboratório realizados previamente. O estudo considerou ainda a geometria
do projeto atual, com os alteamentos para jusante e a geometria do projeto original, com
os alteamentos por linha de centro.
As análises de estabilidade foram efetuadas com base nos princípios de equilíbrio
limite, utilizando-se o método de Spencer, por meio do programa computacional
SLOPE/W, versão 5.0, desenvolvido pelo Geo-Slope International do Canadá.O método
de Spencer satisfaz as condições de equilíbrio das forças e momentos e admite que as
forças entre as lamelas têm a mesma direção.
O Programa SLOPE/W é um programa bastante utilizado na prática da engenharia
geotécnica, por oferecer uma ampla gama de recursos de análises e uma interface
bastante amigável com o usuário.O programa permite, por exemplo, a consideração de
diferentes materiais, geometrias complexas, definição de superfícies de ruptura pelo
próprio usuário, hipóteses de inclusão dos efeitos das poropressões nas análises,
simulação de carregamentos, e outros.
Nos casos estudados, as análises de estabilidade contemplaram superfícies
potencialmente instáveis de geometria circular, definidas a partir da variação da malha
de centros e raios, com pesquisa automática e generalizada para obtenção do FSmin a
partir da aplicação dos princípios de equilíbrio inseridos no contexto do Método de
Spencer. Para isso, deve-se buscar uma configuração de forma que o menor fator de
71
segurança esteja localizado no meio da malha de centros de superfície de ruptura
formando linhas concêntricas de isovalores de FS.
Nas análises de estabilidade, foram utilizados os parâmetros geotécnicos indicados na
Tabela 5.1, obtidos a partir de ensaios triaxiais drenados realizados previamente
(Geolabor, 1995) e análise sob tensões efetivas.
Tabela 5.1 – Parâmetros Geotécnicos Utilizados nas Análises de Estabilidade.
Material
γ (KN/m3)
c (kPa)
φ (graus)
Aterro
19
20
20
Fundação
19,8
30
28
Rejeito
16
0
35
No estudo realizado, as subpressões da água no corpo do maciço e da fundação foram
obtidas considerando-se a linha freática coincidente com a linha piezométrica obtida
através da instrumentação instalada. Esta hipótese simplificadora é considerada
satisfatória para os estudos em questão.
A linha freática considerada como atual corresponde à maior leitura piezométrica obtida
durante o período de monitoramento (cerca de um ano). Posteriormente, foram
elaboradas análises considerando uma variação do nível freático, verificando-se a
sensibilidade das análises e dos coeficientes de segurança a eventuais variações do NA
do reservatório.
Para a fase de fechamento e desativação, o estudo estimou a posição da linha freática
para um NA de montante na Elevação 857,0 m e com o NA de jusante na Elevação
824,0 m, condição imposta pelo possível enchimento do reservatório da Barragem de
Cocuruto, situada imediatamente à jusante da Barragem de Calcinados.
5.2 – Análises de Estabilidade
As análises de estabilidade para o talude de jusante, foram elaboradas para diferentes
situações, visando estabelecer os coeficientes de segurança da barragem sob condições
72
operacionais distintas e na hipótese de desativação. Desta forma, foram considerados 06
diferentes cenários para as análises realizadas:
- condição atual, com o NA de montante na elevação 843,0 m e geometria do projeto
atual;
- condição atual, com o NA de montante na elevação 843,0 m e geometria do projeto
original;
- condição de elevação do NA de montante até a elevação 857,0 m, representativa da
condição final de operação do empreendimento e geometria do projeto atual;
- condição de elevação do NA de montante até a elevação 857,0 m, representativa da
condição final de operação do empreendimento e geometria do projeto original;
- condição de fechamento da barragem, com o NA de montante na elevação 857,0 m e o
NA de jusante na elevação 824,0 m (imposição do enchimento do reservatório da
Barragem do Cocuruto) e geometria do projeto atual;
- condição de fechamento da barragem, com o NA de montante na elevação 857,0 m e o
NA de jusante na elevação 824,0 m (imposição do enchimento do reservatório da
Barragem do Cocuruto) e geometria do projeto original.
5.2.1 – Condição Atual e de Elevação do NA de Montante - Geometria Atual
As análises de estabilidade da Barragem de Calcinados foram implementadas a partir da
condição atual da barragem, com NA situado na Elevação 843,0m e a partir do modelo
de fluxo ajustado aos registros atualizados de piezometria em campo, após os ensaios de
recuperação (upset tests) e aos condicionantes do sistema de drenagem interna da
barragem.
O estudo demonstrou que, para a situação de operação atual, o coeficiente de segurança
mínimo obtido foi de FS = 1,601 pelo método de Spencer e pelo software GeoSlope
(Figura 5.1). Esse valor reflete uma condição adequada para a operação do sistema de
disposição de rejeitos, superior ao valor convencionalmente adotado em análises desta
natureza (FS = 1,50).
Especificamente neste caso, verificou-se que a superfície crítica de ruptura tende a
73
passar pelo aterro compactado da barragem de pé e uma pequena fração tende a evoluir
ao longo do maciço construído com os rejeitos ciclonados.
ANGLOGOLD ASHANTI MINERAÇÃO LTDA
ANÁLISE DE ESTABILIDADE - BARRAGEM DE CALCINADOS
File Name: BGR-C-CA-AE-001.slz
Last Saved Date: 6/10/2005
Analysis Method: Spencer
0
2.00
Caso 1 - Projeto atual
NA EL. 843,00 m
Linha piezométrica atual
0
1.80
2.0 00
1.9 00
0
1 .7 0
El
870
860
Pz3
Pz2
850
Pz4
Pz5
Pz6
840
830
820
1.601
1.800
ã ( )
880
Underflow
Overflow
Aterro
810
Aterro
800
790
780
Pz7
Fundação
770
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
Distância Horizontal (m)
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
Figura 5.1 – Análise de Estabilidade para Geometria Atual e NA Atual.
A partir desta análise de referência, foram processadas análises complementares no
sentido de se avaliar a influência específica da variação da posição da linha freática no
interior do maciço da barragem. Para tal, foram simuladas elevações das colunas d’
água nos piezômetros instalados, correspondentes a elevações de 5,0m, 8,0m, 10,0m
15,0m e 18,0m.
A análise da estabilidade efetuada para uma condição de elevação de 5,0m da linha
freática está indicada na Figura 5.2. Neste caso, o nível d’água do reservatório estaria na
elevação 848,00 m. Nesta simulação, o coeficiente de segurança mínimo encontrado foi
igual a 1,50 (limite dos valores aceitáveis de FS), com a superfície crítica de ruptura
tendendo a passar pelo dique de pé e por parte do talude construído com rejeitos, entre
as elevações 822,00m e 832,00 m.
74
NA EL. 848,00 m
Linha piezométrica +5 m
870
Pz3
Elevação (m)
860
Pz5
Pz6
840
830
820
810
Underflow
Overflow
Aterro
Aterro
800
790
Pz7
Fundação
780
770
1.500
Pz4
Pz2
850
1.600
1.700
0
1.90
00
1.8
880
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
Figura 5.2 – Análise de Estabilidade para Projeto Atual e Linha Freática a + 5,0 m.
Para a elevação do nível d’água do reservatório até a Elevação 853,00 m, cerca de 10,0
metros acima da situação atual, a linha piezométrica estaria deslocada para cima da
ordem de 8,0 metros em relação à posição atual. Para esta simulação, o coeficiente de
segurança mínimo encontrado pela sistemática das análises adotadas foi de 1,415, com a
superfície crítica de ruptura tendendo a passar pelo dique de pé e parte do talude
construído com rejeitos, próximo à elevação a elevação 830,0 m (Figura 5.3).
Este coeficiente é inferior ao limite mínimo recomendado para este tipo de
empreendimento, correspondendo a uma condição de alerta em termos da segurança da
barragem. Nesta hipótese, o monitoramento dos registros piezométricos tenderia a ser
bastante detalhado e repetido com freqüência, de forma a acompanhar a evolução das
leituras. Numa primeira alternativa, estes valores poderiam tornar-se estáveis e a
operação da barragem seria desenvolvida a contento. Porém, numa segunda alternativa,
estes valores poderiam demonstrar uma tendência de evolução e, assim, tornar-se-ia
75
indispensável à adoção de medidas corretivas no sentido de se restabelecer os níveis de
normalidade da estabilidade geotécnica da estrutura.
1.600
1.800
1.700
NA EL. 853,00 m
1.500
1.415
880
870
Pz3
Elevação (m)
860
Pz5
Pz6
840
830
820
810
Pz4
Pz2
850
Underflow
Overflow
Aterro
Aterro
800
790
Pz7
Fundação
780
770
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
Ainda para a elevação do nível d’água do reservatório até a Elevação 853,00 m, cerca
de 10,0 metros acima da situação atual, mas com uma elevação também de 10,0m da
linha piezométrica, o coeficiente de segurança mínimo encontrado pela sistemática das
análises adotadas foi de 1,336, com a superfície crítica de ruptura tendendo a passar
pelo dique de pé e parcialmente pelo de rejeitos (Figura 5.4).
Analogamente, foram feitas simulações para elevações da linha piezométrica da ordem
de 15,0m e 18,0m em relação à posição atual, correspondentes a um nível d’água do
reservatório situado na Elevação 857,00 m, cerca de 14,0 metros acima da situação
atual. Nestas hipóteses, foram obtidos valores mínimos de FS = 1,167 e FS = 1,067,
respectivamente (Figuras 5.4 e 5.5). Em ambas as situações, a posição da superfície de
ruptura manteve-se inalterada em relação aos casos anteriores. Tais valores implicariam
uma condição crítica de operação da barragem e, desta forma, estudos específicos
deveriam ser implementados visando basicamente promover a depleção da linha
76
piezométrica muito elevada no interior do maciço. Para a posição prevista para a linha
freática pelo Programa SEEP, o coeficiente de segurança obtido foi igual à FS =1,399
1.400
1.700
1.500
1.600
NA EL. 853,00 m
880
870
Pz3
Elevação (m)
860
1.336
Pz5
Pz6
840
830
Pz4
Pz2
850
Underflow
Overflow
820
Aterro
810
Pz7
Aterro
800
790
Fundação
780
770
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
870
Pz3
Elevação (m)
860
Pz5
Pz6
840
830
820
810
1.167
Pz4
Pz2
850
1.200
1.500
1.400
880
1.300
NA EL. 857,00 m
Underflow
Overflow
Aterro
Aterro
800
790
Pz7
Fundação
780
770
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
77
1.10
0
1.400
1.200
1.3
00
NA EL. 857,00 m
1.067
880
870
Pz3
Elevação (m)
860
Pz5
Pz6
840
830
820
810
Pz4
Pz2
850
Underflow
Overflow
Aterro
Aterro
800
790
Pz7
Fundação
780
770
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
5.2.2 – Condição Atual e de Elevação do NA de Montante - Geometria Original
Numa segunda abordagem, com o objetivo de se estabelecer uma análise comparativa
entre os projetos original e modificado (atual) da Barragem de Calcinados, procedeu-se
a análises da estabilidade da barragem considerando o projeto original para as condições
atuais de operação, ou seja, com a simulação da linha freática na posição atual (definida
pelas leituras atuais dos piezômetros instalados) e o nível d’água de jusante posicionado
na elevação 803,00, correspondente ao nível da barragem de Cocuruto situada
imediatamente à jusante a de Calcinados.
Neste caso, o coeficiente de segurança encontrado foi igual à FS = 1,637 (Figura 5.7),
ligeiramente superior ao encontrado na análise anterior que foi de FS = 1,601 (projeto
atual, alteamento para jusante). Analogamente, a superfície de ruptura ficou posicionada
sobre o aterro compactado do dique de pé, com um pequeno trecho incorporando o
aterro construído com os rejeitos ciclonados.
78
2.000
0
1.90
1.9
00
Caso 8 - Projeto original
NA EL. 843,00 m
Linha piezométrica atual
2.000
A NGLOGOLD A SHA NTI MINERA ÇÃ O LTDA
A NÁ LISE DE ESTA BILIDA DE - BA RRA GEM DE CA LCINA DOS
File Name: BGR-C-CA -A E-008.slz
A nalysis Method: Spencer
1.7
00
1.800
1.80
0
1.900
880
1.637
Pz2
870
Pz3
Pz4
Elevação (m)
860
850
Pz5
840
830
820
Pz6
Underf low
Overf low
A terro
810
A terro
800
790
Pz7
Fundação
780
770
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
Figura 5.7 – Análise de Estabilidade para Projeto Original com Linha Freática Atual.
De acordo com uma correlação direta entre os resultados obtidos, poder-se-ia concluir,
aparentemente, que, a mudança da metodologia construtiva tenha sido inadequada. As
análises subseqüentes conduzem a uma conclusão diversa, como será demonstrado a
seguir.
Com efeito, similarmente aos estudos realizados para condição do projeto atual com
elevações da linha freática, também para o projeto original foram realizadas simulações
nas mesmas condições para as devidas comparações dos valores obtidos em ambas as
situações. As Figuras 5.8 e 5.9 apresentam, por exemplo, as análises correspondentes às
condições de elevação da linha freática de 15m e de 18m, respectivamente (NA de
montante na elevação da condição de fechamento, ou seja na cota 857,00 m e o NA de
jusante na elevação 803,00 m). Na primeira simulação, o valor do coeficiente de
segurança mínimo foi de FS = 1,211 enquanto que, para a elevação de 18m, o valor de
FS foi igual a 1,159, valores substancialmente inferiores àqueles normalmente adotados
em projetos convencionais de barragens.
79
1.500
1.500
ANÁLISE DE ESTABILIDADE - BA RRAGEM DE CALCINADOS
File Name: BGR-C-CA-AE-009a.slz
1.40
0
1.400
1.600
Caso 9a - Projeto original
NA montante EL. 857,00 m
NA jusante EL. 803,00 m
1.30
0
1.500
0
1.60
880
1.211
Pz2
870
Pz3
Pz4
Elevação (m)
860
850
Pz5
840
830
820
Pz6
Underflow
Overf low
Aterro
810
790
Fundação
780
770
Pz7
Aterro
800
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
Figura 5.8 – Análise de Estabilidade para Projeto Original e Linha Freática a + 15,0 m.
1.400
1.200
1.500
1.400
Caso 9b - Projeto original
1.400
File Name: BGR-C-CA-AE-009b.slz
1.500
1.159
880
Pz2
870
Pz3
Pz4
Elevação (m)
860
850
840
830
820
810
Pz5
Underflow
Overf low
Pz6
Aterro
Aterro
800
790
Fundação
780
770
Pz7
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
Figura 5.9 – Análise de Estabilidade para Projeto Original e Linha Freática a + 18,0 m.
80
Para a posição prevista para a linha freática pelo programa de elementos finitos
SEEP/W, o coeficiente de segurança obtido foi igual à FS =1,513. A Tabela 5.2
apresenta a síntese das correlações entre os valores de FS obtidos em ambas as situações
de projeto.
Tabela 5.2 – Dados Comparativos dos Valores de FS para as Condições Atuais
(Geometria Atual x Geometria Original).
Projeto
NA.Montante
Atual
NA.Jusante
Original
Avaliação
Posição da
Freática
Valores de FS
843
803
atual
1,601
1,637
Pior
848
803
+5m
1,500
853
803
+8m
1,415
853
803
+ 10 m
1,336
857
803
+ 15 m
1,167
1,211
Pior
857
803
+ 18 m
1,067
1,159
Pior
857
803
prevista
1,513
5.2.3 – Condição Final e Elevação do NA de jusante - Geometria Atual
Na condição projetada para o encerramento das operações da Barragem de Calcinados
(condição final), definida pela posição do nível d’água do reservatório na elevação
857,0 m, cerca de 14 metros acima da posição atual, e o nível d’água de jusante devido
à barragem do Cocuruto cerca de 20m acima do nível atual, o coeficiente de segurança
mínimo encontrado foi igual à FS = 1,583, valor admissível para projeto. Esta condição
está apresentada na Figura 5.10.
Constata-se que os efeitos decorrentes da elevação do NA a jusante, em função do
avanço do reservatório da Barragem do Cocuruto, propicia uma melhoria significativa
das condições de estabilidade da barragem. Com efeito o coeficiente de segurança da
81
barragem passou de um valor FS = 1,067 (elevação do NA a jusante na elevação
803,0m) para um valor de FS = 1,583 (elevação do NA a jusante na elevação 824,0m).
1.800
1.600
Situação no fechamento
NA jusante El. 824,00 m
00
1.7
1.700
1.583
1.700
880
870
Pz3
Elevação (m)
860
Pz5
Pz6
840
830
820
810
Pz4
Pz2
850
Underflow
Overflow
Aterro
Aterro
800
790
Pz7
Fundação
780
770
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
Figura 5.10 – Análise de Estabilidade para Geometria Atual e NA Final.
5.2.4 – Condição Final e Elevação do NA de Jusante - Geometria Original
Neste caso, o estudo simulou as condições de estabilidade da Barragem de Calcinados
admitindo-se a geometria do projeto original (alteamento pela linha de centro) e a
condição prevista para a fase de fechamento (condição final), com o NA de montante na
elevação 857,00 m e a de jusante na elevação 824,0m. A Figura 5.11 mostra a posição
da linha freática estimada em função das condições de contorno nesta situação, sendo
obtido um coeficiente de segurança mínimo de FS = 1,454.
Em comparação a uma condição similar e para a geometria atual (análise anterior),
verifica-se que se obtém uma condição de estabilidade mais favorável em termos do
projeto modificado; os coeficientes de segurança obtidos foram de 1,583 no projeto
atual e de 1, 454 no projeto original, uma variação da ordem de 10%. Uma segunda
observação a ser ressaltada é que os estudos prévios de projeto indicavam valores de FS
82
substancialmente maiores que os calculados nestas análises (que foram da ordem de
FS=1,80), provavelmente associados a parâmetros geotécnicos mais favoráveis.
1.600
1.600
1.700
A NGLOGOLD A SHA NTI MINERA ÇÃ O LTDA
A NÁ LISE DE ESTA BILIDA DE - BA RRA GEM DE CA LCINA DOS
File Name: BGR-C-CA -A E-010.slz
1.50
0
Caso 10 - Projeto original
Situação no f echamento
1.80
0
1.454
880
Pz2
870
Pz3
Pz4
Elevação (m)
860
850
840
830
820
810
Pz5
Underf low
Overf low
Pz6
A terro
A terro
800
790
Fundação
780
770
Pz7
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
Figura 5.11 – Análise de Estabilidade para Geometria Original e NA Final.
5.2.5 – Condição Atual - Geometria Atual Estabilizada
Com a recente proposta de implantação de uma nova barragem de contenção de rejeitos
na planta da Mina de Cuiabá, a possibilidade de disposições futuras de rejeitos na
Barragem de Cocuruto fica inteiramente comprometida, o que torna sem sentido o
aumento crescente da estabilidade da Barragem de Calcinados em função do avanço
operacional do reservatório da Barragem do Cocuruto (Figura 5.11).
Assim, retorna-se às premissas de projeto baseadas na disposição futura dos rejeitos sem
uma correspondente alteração da condição do NA de jusante. Conforme exposto nas
análises anteriores, a condição final da barragem (reservatório de montante na Elevação
857,0m) para a geometria atual implicaria em valores de coeficientes de estabilidade
totalmente incompatíveis com a segurança da barragem no caso de uma elevação
83
brusca da linha freática atual (FS = 1,167 e FS = 1,067, para elevações de 15m e 18m,
respectivamente).
Desta forma, impõe-se o estudo de alternativas para garantir uma adequada
estabilização da barragem no caso de tais condicionantes críticos. Para tanto, outras
simulações e análises de estabilidade complementares foram realizadas, com o objetivo
de definir uma nova geometria para o maciço, capaz de garantir os níveis de segurança
desejáveis.
A solução mais adequada admitiu, para a geometria do projeto atual com alteamentos
pelo método de jusante, a construção de duas bermas de estabilização a jusante, sendo
uma na elevação 820,00 m, com 20 metros de largura e outra na elevação 810,00 m,
com 10 metros de largura (Figura 5.12).
File Name: ESTABILIZAÇAO.slz
Projeto atual - estabilização
Última Etapa de Alteamento
NA EL. 857,00 m
880
870
Berma de Estabilização
Elevação (m)
860
850
840
830
820
810
Underflow
Overflow
20,00
Aterro
2,5 10,00
1
Aterro
800
790
El. 820,00
2,5 El. 810,00
1
Fundação
780
770
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
Figura 5.12 – Barragem de Calcinados com Bermas de Estabilização.
As análises foram estabelecidas considerando-se que as bermas sejam construídas com
aterro compactado, devido ao fato de haver pouca disponibilidade de rejeitos underflow
atualmente na Planta Metalúrgica do Queiroz, uma vez que, conforme já mencionado,
84
420
Escala 1:2000
este material tem sido amplamente utilizado no sistema de back fill para enchimento das
minas.
Os resultados destas análises estão apresentados nas Figuras 5.13 e 5.14, para as
elevações de 15,0m e 18,0m da linha freática, respectivamente. Os parâmetros
geotécnicos adotados foram aqueles obtidos a partir de ensaios de laboratório
(Geolabor, 1994). Os coeficientes de segurança obtidos foram iguais a FS = 1,574 para
a simulação da subida da linha freática em 15 m e FS = 1,456 para a simulação da
subida da freática em 18 m.
Em função do valor de referência de FS = 1,50 estabelecido para o projeto, as bermas de
estabilização permitiram a obtenção de condições aceitáveis, em função dos valores de
FS em torno deste valor e por implicar uma solução simples e passível de ser executada
pela própria mineradora.
1.650
Caso 1 - Projeto atual - estabilização
NA EL. 857,00 m
1.70
0
1.600
1.574
1.650
1.650
1.650
1.
1.750 700
A NGLOGOLD A SHANTI MINERAÇÃ O LTDA
A NÁLISE DE ESTA BILIDADE - BA RRA GEM DE CA LCINA DOS
50
1.7
880
870
Pz3
Elevação (m)
860
850
Pz5
Pz6
840
830
820
810
Pz4
Pz2
Underflow
Overf low
Aterro
A terro
800
790
Fundação
780
770
Pz7
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
Figura 5.13 – Análise de Estabilidade para a Barragem com Bermas de Estabilização
(Linha Freática a + 15,0 m).
85
1.600
0
55
1.
1.55
0
Caso 2 - Projeto atual - estabilização
NA EL. 857,00 m
1.6
50 1.
60
0
1.5
50
1.500
1.5
50
1.456
880
870
Pz3
Elevação (m)
860
850
Pz5
Pz6
840
830
820
810
Pz4
Pz2
Underflow
Overf low
Aterro
Aterro
800
790
Pz7
Fundação
780
770
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
Figura 5.14– Análise de Estabilidade para a Barragem com Bermas de Estabilização
(Linha Freática a + 18,0 m).
Na tabela 5.3, apresenta-se à síntese geral de todas as análises de estabilidade
implementadas para a avaliação das condições geotécnicas da Barragem de Calcinados,
considerando-se diferentes geometrias de projeto e diferentes condições operacionais.
Os valores apresentados para os coeficientes de segurança englobam também as análises
correspondentes a uma proposta de estabilização da barragem, por meio de bermas na
sua configuração final, de forma a garantir uma condição de FS em torno de 1,50.
Observa-se, em termos gerais, que a barragem apresenta valores admissíveis para FS,
tanto em termos do projeto original como o efetivamente implantado, à exceção dos
casos de elevação acentuada da linha freática através do maciço da barragem, condição
crítica contornada pela adoção da solução baseada em bermas de estabilização.
86
Tabela 5.3 – Valores de FS para a Barragem de Calcinados.
Caso Projeto
Condição
El. do NA de
Nível
montante (m)
freático
FS
1
Atual
Atual
843,0
Atual
1,601
2
Atual
Subida do NA
848,00
+5m
1,500
3
Atual
Subida do NA
853,00
+8m
1,415
4
Atual
Subida do NA
853,00
+ 10 m
1,336
5
Atual
Subida do NA
857,00
+ 15 m
1,167
6
Atual
Subida do NA
857,00
+ 18 m
1,067
7
Atual
Fechamento
857,00
Estimada
1,583
8
Original
Atual
843,00
Atual
1,637
9
Original
Subida do NA
857,00
Estimada
1,513
10
Original
Fechamento
857,00
Estimada
1,454
11
Original
Fechamento
857,00
+ 15 m
1,211
12
Original
Fechamento
857,00
+ 18 m
1,159
13
Atual
Fechamento com
857,00
+ 15 m
1,574
857,00
+ 18 m
1,456
subida do NA e
berma de equilíbrio.
14
Atual
Fechamento com
subida do NA e
berma de equilíbrio.
5.3 – Cartas de Risco para a Barragem de Calcinados
Com base nas análises realizadas, procedeu-se à elaboração da carta de risco da
barragem quanto a movimentos de massa, admitindo-se a hipótese de um
escorregamento rotacional e a possibilidade da variação da posição da linha freática.
A carta de risco constitui uma ferramenta de extrema praticidade para controle
operacional de uma barragem, permitindo a efetiva avaliação do comportamento
geotécnico da estrutura. Assim, à medida que se tem os dados da instrumentação e do
87
monitoramento, pode-se imediatamente definir a posição da linha freática e aferi-la aos
valores de referência. Em particular, este dispositivo deve caracterizar-se por uma
aplicação generalizada e abrangente e prover, de forma simples e objetiva, uma
avaliação global das condições de estabilidade da obra geotécnica em questão.
No caso da Barragem de Calcinados, estes procedimentos compreendem a definição das
leituras para os instrumentos instalados na seção de maior altura para a caracterização
dos níveis de emergência, alerta e normal (Tabela 5.4). Os coeficientes de segurança
adotados para preparação da Carta de Risco da Barragem de Calcinados foram os
seguintes:
•
FS = 1,10 : Nível de Emergência
•
FS = 1,30: Nível de Alerta
•
FS = 1,50 : Nível Normal de Operação
Tabela 5.4 – Leituras Piezométricas para Níveis de Alerta e Emergência*
Instrumento
Nível de Alerta
Nível de Emergência
Cota Piezométrica (m)
Cota Piezométrica (m)
Pz 02
853,00
857,00
Pz 03
852,00
854,00
Pz 04
838,00
844,50
Pz 04N
838,50
845,00
Pz 05
834,50
839,50
Pz 05N
835,00
840,00
Pz 06
830,00
833,50
Pz 07N
806,00
807,00
* Seção de altura máxima da barragem
Este estudo permitiu ainda estabelecer uma metodologia de controle e monitoramento,
bastante simples, porém muito eficiente, por meio de uma planilha de controle e
88
acompanhamento das leituras dos piezômetros (Tabela 5.5). Nesta planilha,
desenvolvida em ambiente Excel, o operador tem uma informação direta e imediata da
situação operacional da barragem, com base no lançamento dos dados de campo.
A metodologia consiste no lançamento direto dos registros piezométricos na planilha,
associada com os níveis prescritos na Carta de Risco, de acordo com a seguinte código
de cores:
- Verde: situação normal de operação
- Amarelo: situação de alerta
- Vermelho: situação de emergência
Tabela 5.5 – Planilha de Controle das Leituras Piezométricas - Barragem de Calcinados.
PZ
Nº 02
Nº 03
Nº 04
Nº 04 N
04/08/05
22/08/05
09/09/05
849,61
849,61
849,61
849,61
849,61
849,61
832,01
832,01
832,01
832,01
832,01
832,01
836,12
836,18
836,23
836,25
836,27
0,00
13,49
13,43
13,38
13,36
13,34
13,34
861,05
861,05
861,05
861,05
861,05
861,05
829,95
829,95
829,95
829,95
829,95
829,95
822,96
822,94
822,93
822,92
822,93
0,00
38,09
38,11
38,12
38,13
38,12
38,12
854,27
854,27
854,27
854,27
854,27
854,27
803,15
803,15
803,15
803,15
803,15
803,15
819,50
819,50
819,50
819,50
819,50
0,00
34,77
34,77
34,77
34,77
34,77
34,77
852,83
852,83
852,83
852,83
852,83
852,83
801,83
801,83
801,83
801,83
801,83
801,83
814,12
814,10
814,10
814,07
814,10
0,00
38,71
38,73
38,73
38,76
38,73
38,71
89
27/09/05 12/10/05
27/10/05
Nº 05
Nº 05 N
Nº 06
845,18
845,18
845,18
845,18
845,18
845,18
791,27
791,27
791,27
791,27
791,27
791,27
816,53
816,53
816,53
816,53
816,53
0,00
28,65
28,65
28,65
28,65
28,65
28,65
843,39
843,39
843,39
843,39
843,39
843,39
789,39
789,39
789,39
789,39
789,39
789,39
813,36
813,32
813,30
813,27
813,18
0,00
30,03
30,07
30,09
30,12
30,21
30,29
840,21
840,21
840,21
840,21
840,21
840,21
786,83
786,83
786,83
786,83
786,83
786,83
814,16
814,16
814,16
814,16
814,16
0,00
26,05
26,05
26,05
26,05
26,05
26,05
A Tabela 5.4 ilustra um certo conjunto de dados da planilha, onde ficam evidenciados
os seguintes aspectos:
-
as leituras dos instrumentos são feitas em períodos quinzenais;
-
as leituras estão apresentadas por instrumentos (blocos de 4 linhas);
-
a quarta linha indica a profundidade do NA lida no instrumento a partir do topo
do piezômetro (cuja elevação constitui os dados da primeira linha);
-
a terceira linha indica a elevação do NA no instrumento (a cor verde indica uma
situação normal de operação), em relação à elevação da base do piezômetro
(cujos valores são dados na segunda linha do bloco);
-
a diferença dos valores correspondentes entre a segunda e a terceira linha indica
a altura da coluna d’ água no instrumento à época das medições.
A Figura 5.15 mostra a Carta de Risco para a Barragem de Calcinados, em função das
leituras piezométricas obtidas em sua seção de altura máxima (leituras em azul), que
são, então, confrontadas com os valores de referência prescritos para as condições
90
normais de operação, alerta e emergência (gráficos expressos em cores verde, amarelo
e vermelho, respectivamente).
Níveis piezométricos (maciço) X Niveis de Segurança
860
855
850
845
840
835
830
825
820
815
810
Nº 02
Nº 03
Nº 04
FS 1,5
Nº 04 N
FS 1,3
Nº 05
FS 1,1
Nº 05 N
Atual
Figura 5.15 – Carta de Risco da Barragem de Calcinados.
91
Nº 06
CAPÍTULO 6
6 – CONCLUSÕES E SUGESTÕES FINAIS
6.1 – Considerações Finais
Atualmente as reservas minerais das minas da região da cidade de Sabará (Minas de
Cuiabá e Lamego) têm sido incrementadas de maneira substancial, à medida que os
trabalhos de pesquisas geológicas são realizadas, utilizando modelagens sofisticadas e
sondagens detalhadas. Nas minas da região de Nova Lima (atualmente com as
operações paralisadas), as reservas já foram muito estudadas e o seu potencial, tanto a
nível de teor do minério aurífero como em termos dos volumes inferidos, aguardam um
melhor momento econômico para que possam voltar a ser operadas.
Em empreendimentos de mineração, particularmente envolvendo a prospecção de
minérios de ouro que ocorrem em concentrações baixíssimas (praticamente 99% do
volume de minério tratado transforma-se em rejeito), torna-se um grande desafio
estabelecer, de forma criteriosa e racional, um modelo gerencial otimizado de
disposição dos grandes volumes de rejeitos gerados no processo de beneficiamento
industrial.
De acordo com o planejamento atual de exploração das Minas de Cuiabá e Lamego,
considera-se que a Planta Industrial do Queiroz deverá processar minérios até o ano de
2019, gerando aproximadamente 10.734.849 m3 de rejeitos, dos quais 1.612.903 m3 de
rejeitos calcinados, que deverão ser armazenados na Barragem de Calcinados. A
capacidade de armazenamento desta barragem é da ordem de 2.652.865 m3.
No complexo do Queiroz em Nova Lima, desde 1944, o processo de disposição dos
rejeitos tem sido feito pela técnica de aterro hidráulico. Diferentes barragens foram
construídas ao longo dos anos para aumentar a capacidade de estocagem do complexo,
culminando, em 1986, com a execução da Barragem de Calcinados, implantada de
92
forma a adequar o sistema às necessidades decorrentes da expansão da empresa com o
denominado Projeto Cuiabá-Raposos (Capítulo 2).
A concepção inicial do projeto desta barragem estabelecia a construção inicial de uma
barragem homogênea em solo compactado com 30 metros de altura (dique de partida),
situada no eixo da futura barragem de rejeitos e um dique de pé, situada à jusante e com
altura da ordem de 14 metros, com o espaço disponível entre as duas barragens
destinado a ser preenchido com o underflow proveniente da ciclonagem dos rejeitos de
flotação da planta do Queiroz. Assim, a barragem inicial foi construída até a elevação
830,0m com materiais oriundos das áreas de empréstimos, constituídos por solos
residuais, predominantemente solos silto-arenosos de alta plasticidade e, a partir desta
cota, foram executados sucessivos alteamentos, utilizando-se o rejeito underflow do
processo de beneficiamento do minério. Estes mesmos materiais foram utilizados na
construção do dique de pé.
Razões operacionais levaram a empresa a modificar o processo de alteamento original
da barragem por linha de centro para um sistema de alteamento para jusante, a partir da
elevação 846 m. A principal razão para isso foi resultante da necessidade de se reduzir o
volume do barramento em termos dos volumes dos rejeitos de flotação. Estes estudos
demonstraram que a opção pelo método de alteamento por jusante implicou uma
redução da ordem de 38% no volume de rejeitos necessários para construção da etapa
adicional da barragem (Capítulo 3).
elevação de 860,0 m, perfazendo uma altura final de 52m do maciço. Face à
particularidade do armazenamento de rejeitos não inertes, a barragem de Calcinados foi
projetada para operar em circuito fechado, sendo as águas de percolação pelo maciço ou
pela fundação captadas por um sistema de drenagem e conduzidas até a uma estação de
bombeamento para retorno ao reservatório.
Para a estimativa da vida útil do reservatório da Barragem de Calcinados, adotou-se a
taxa de assoreamento obtida através da batimetria. Acredita-se que este valor esteja
mais próximo da realidade de campo, ao se comparar com os dados fornecidos
93
diretamente pela planta metalúrgica, em função de um grande número de variáveis
(partição de sólidos na polpa, vazões inconstantes, panes no sistema de bombeamento e
outros) na representatividade dos registros.
O presente trabalho teve como objetivo principal estabelecer uma ampla reavaliação do
comportamento da Barragem de Calcinados, em face de suas premissas de projeto,
construção e dos registros e leituras da instrumentação instalada, traçando um paralelo
entre a geometria projetada e aquela efetivamente adotada. Estes estudos foram
baseados nas análises de estabilidade da barragem, para diferentes condições
operacionais, a partir dos dados atualizados a partir da instrumentação geotécnica
instalada, submetida previamente a trabalhos de recuperação e de avaliação de
desempenho.
6.2 – Conclusões
● Quanto ao diagnóstico atual e às condições operacionais da barragem
Na avaliação global das condições atuais de operação da Barragem de Calcinados no
âmbito da Planta Metalúrgica de Queiroz, os principais resultados e conclusões obtidos
neste trabalho foram os seguintes:
(i)
de acordo com os dados disponíveis da última batimetria realizada (em
novembro de 2004), a vida útil do reservatório foi estimada em 18,84 anos
com lançamentos de rejeitos até a elevação 857,00 m, para um free board
de 3,0 m. O volume para se atingir a elevação citada é da ordem de
2.110.000 m3, o que corresponde a 3.255.000 toneladas de rejeitos.
Analisando o plano de produção da empresa (ver Anexo C), constata-se
que, até o final de operação, a empresa pretende beneficiar um total de
16.639.017 toneladas de minério, dos quais 15% serão transformados em
rejeitos calcinados, com uma geração total de 2.500.000 toneladas,
correspondentes a 1.612.903 m3. Neste sentido, conclui-se que o
reservatório tem capacidade mais que suficiente para armazenar todo o
94
rejeito a ser gerado até o ano de 2019, com um volume residual de
segurança de aproximadamente 500.000 m3;
(ii)
com base nas análises de estabilidade realizadas neste trabalho, pode-se
concluir que, a nível de capacidade de reservação do reservatório da
Barragem de Calcinados, a decisão de se mudar a geometria da barragem
foi plenamente justificada;
(iii)
outros benefícios resultantes da opção pela mudança da geometria da
barragem foram caracterizados nos estudos implementados. Dentre os mais
significativos, merecem ser destacados o menor volume de rejeitos do tipo
underflow passíveis de serem utilizados na construção do maciço, gerando,
assim, um menor custo global de construção (mão de obra, bombeamento e
ciclonagem, manutenção dos equipamentos, etc)
(iv)
Adicionalmente,
o
projeto
modificado
permitiu
um
acréscimo
significativo da velocidade de construção, permitindo-se dispor de um free
board de mais de 20m. Com a redução do volume de rejeitos, foi possível
utilizar ainda o saldo para uso no sistema de enchimentos das galerias das
minas subterrâneas (backfill), tornando, desta forma, mais viável as
atividades de desenvolvimento e produção das Minas Velha e de Raposos
onde havia escassez de material estéril para construção dos aterros.
(v)
Outro benefício importante desta mudança de concepção foi de natureza
operacional: a tubulação de adução de rejeitos para os ciclones e de
recalque para a Barragem do Rapaunha, que anteriormente necessitava de
realocações periódicas, pôde ficar posicionada definitivamente num
mesmo patamar, reduzindo assim, os custos operacionais. A conclusão
precoce da construção do maciço permitiu também a antecipação dos
serviços de cobertura vegetal dos taludes, o que não apenas melhorou o
aspecto visual da estrutura, como praticamente eliminou a formação de
focos erosivos, induzidos por chuvas e/ou ação de ventos locais.
95
(vi)
Considerando a natureza não inerte dos resíduos armazenados na
Barragem de Calcinados e em função das novas exigências da legislação
ambiental, seria recomendado, na situação atual, uma complementação de
projeto que incluísse a implantação de um sistema de impermeabilização
ao longo de todo o reservatório para os novos projetos para rejeitos
similares ao de calcinado.
● Quanto a instrumentação geotécnica da Barragem de Calcinados
A Barragem de Calcinados possui um sistema de instrumentação simples e eficiente,
composto de piezômetros tipo Casagrande, medidores de nível d’água e marcos
superficiais. O controle e monitoramento do desempenho geotécnico da barragem estão
centralizados nos registros piezométricos periódicos efetuados nos instrumentos
posicionados sobre o aterro.
Assim, com o objetivo de se verificar a garantia da consistência e da representatividade
das leituras dos instrumentos, em termos das análises de estabilidade da barragem,
procedeu-se a um programa de aferição dos mesmos através de ensaios de equalização e
funcionabilidade, denominado up set tests. Neste item, podem ser caracterizados como
principais resultados do trabalho os seguintes pontos:
(i)
os piezômetros tipo Casagrande responderam bem aos ensaios e foram
caracterizados como instrumentos confiáveis;
(ii)
para os medidores de nível d’água, os testes mostraram-se ineficientes e
inadequados, visto que o enchimento da coluna dos instrumentos demandou
enorme tempo. Tais observações levaram à conclusão de que a elevada
permeabilidade do aterro permitia a fuga da água introduzida ao
instrumento, além de provocar erosões no ponto de apoio do instrumento,
facilmente perceptível ao se aferir à profundidade do instrumento após a
execução dos testes;
96
(iii)
A dissipação instantânea ocorrida nos ensaios realizada nos medidores de
nível d’água, observados em praticamente todos os ensaios realizados,
indica uma elevada permeabilidade dos rejeitos tipo underflow utilizados
como materiais de construção do aterro.
● Quanto às análises de estabilidade da Barragem de Calcinados.
Após os testes de verificação da funcionabilidade dos piezômetros e medidores de nível
d’água, foram processadas as análises de estabilidade da Barragem de Calcinados,
fundamentadas em princípios e abordagens convencionais da Engenharia Geotécnica.
Nestes estudos, utilizou-se o programa computacional SLOPE/W, cujos princípios
foram aplicados à seção de máxima altura da barragem (52 m), com base em valores de
parâmetros geotécnicos efetivos obtidos através da execução de ensaios de laboratório.
As subpressões de água no corpo do maciço e da fundação foram obtidas considerandose a linha freática coincidente com a linha piezométrica obtida através da
instrumentação instalada. Esta hipótese simplificadora é considerada satisfatória para os
estudos em questão (DAM, 2005). Neste item, os principais resultados e conclusões
encontrados foram os seguintes:
(i)
em função dos resultados das análises de sensibilidade, observa-se que o
fator de segurança da Barragem de Calcinados é bem sensível à variação
do nível d’água do reservatório;
(ii)
nas condições atuais de operação, a Barragem de Calcinados apresenta
uma estabilidade global satisfatória, com o fator de segurança da ordem de
1,601, superior ao valor FS = 1,500 convencionalmente adotado para
segurança de barragens sob regime permanente de fluxo. Nesta condição,
97
considera-se que a barragem é estável, devendo ser objeto apenas de
manutenção periódica e de acompanhamento da instrumentação;
(iii)
para a condição de subida do nível d’água de montante até a elevação
857,00 m, no entanto, poderá ocorrer a elevação dos níveis piezométricos
atuais, provocando uma diminuição do coeficiente de segurança
encontrado. Neste caso, poderão ocorrer valores inferiores ao desejável e é
recomendável pois, que a subida do nível d’água de montante seja feita de
forma gradual e controlada, com acompanhamento constante da
instrumentação. Caso sejam detectadas elevações significativas dos níveis
piezométricos no maciço de jusante, deverão ser tomadas outras medidas
estabilizadoras, tais como a construção de bermas de equilíbrio, simuladas
neste estudo;
(iv)
para a condição no fechamento, com o alteamento do nível d’água de
jusante até a elevação 824,00 m, provocado pelo alteamento da barragem
de Cocuruto posicionada a jusante, o coeficiente de segurança torna a se
elevar, atingindo um valor da ordem de FS = 1,583. Porém, esta
possibilidade hoje é considerada pela mineradora como pouco provável de
acontecer, uma vez que a construção de uma nova barragem de contenção
de rejeitos na área da Mina de Cuiabá deverá liberar totalmente a
capacidade adicional de armazenamento de rejeito pela Barragem de
Rapaunha, tornando inoperante a Barragem do Cocuruto;
(v)
as análises efetuadas mostraram ainda que o projeto original (alteamento
pela linha de centro), para condição atual, apresentava um coeficiente de
segurança da ordem de FS = 1,637, ligeiramente superior ao apresentado
pelo projeto atual, que é de 1,601. Entretanto, para condição no
fechamento, com o nível d’água de montante na elevação 857,0 m e o de
jusante na elevação 824,0 m, esta situação se inverte: para o projeto
original, o coeficiente de segurança nesta condição era de 1,454 e, para o
projeto atual, este coeficiente é igual a 1,583.
98
(vi)
as análises de estabilidade realizadas para a Barragem de Calcinados para
a condição de fechamento, com a subida do NA de montante até a
elevação 857,0 m, sem a correspondente subida do NA de jusante até a
elevação 824,0 m, indicaram a necessidade de construção de bermas de
equilíbrio para estabilização a jusante. Para tanto este estudo simulou
situações , onde se previu a construção das bermas de equilíbrio nas
elevações 820,00 m, com 20 m de largura e outra na elevação 810,00 m
com 10 m de largura. Esta simulação demonstrou que se pode garantir um
FS = 1,50 para uma condição de variação da linha piezométrica atual de
até 15 m. A geometria adotada garante um coeficiente de segurança
próximo a 1,50 mesmo para uma ascensão de 18 m da linha piezométrica
atual. Portanto, sugere-se a construção das duas bermas de estabilização a
jusante e a continuidade de acompanhamento da instrumentação instalada
para aferir e monitorar a evolução das leituras piezométricas futuras;
(vii)
a sistematização dos procedimentos de controle e monitoramento da
barragem foi estabelecida mediante a elaboração de uma Carta de Risco,
tendo sido definidas as leituras de controle dos instrumentos instalados no
corpo da barragem, para três diferentes níveis de controle: nível normal
(FS = 1,50), nível de alerta (FS = 1,30) e nível de emergência (FS = 1,10).
A utilização destes princípios de avaliação de risco foi facilitada pela
implementação de uma planilha de controle específica, elaborada em
ambiente Excel.
6.3 – Sugestões Finais
A implantação do modelo de Carta de Risco, conforme estabelecido neste estudo, a
partir de valores de referência das leituras piezométricas extraídas dos instrumentos
instalados em barragens de rejeitos, mostrou-se bastante consistente e objetivo,
recomendando-se, então, a sua implantação nas demais barragens de contenção de
99
rejeitos e sedimentos em todas as unidades da Anglogold Ashanti Mineração no
continente Sul Americano, o que se efetivou em seguida e encontra-se em andamento.
Sugere-se ainda que, além do controle piezométrico, sejam mantidos os procedimentos
para inspeções visuais periódicas das barragens tais como especificados e descritos no
manual de operações de cada estrutura, de forma a complementar e/ou ratificar os dados
oriundos da instrumentação de campo.
Como sugestões complementares, oriundas da experiência adquirida ao logo deste
trabalho, propõe-se:
•
realizar análises probabilísticas, em conjunto com as análises determinísticas,
para uma aferição complementar e integrada das condições de segurança
operacionais da Barragem de Calcinados.
•
Implementar novas seções de monitoramento para subsidiar novas análises de
estabilidade da barragem.
100
7- REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA
•
ALKMIN F.F & MARSHAK S. (1998). Trans-Amazonian orogeny in the
southern São Francisco craton region, Minas Gerais, Brazil: evidence for
Paleoproterozoic collision and collapse in the Quadrilátero Ferrífero.
Precambrian Research.
•
ANGLOGOLD ASHANTI, CIRCUITO CUIABÁ (2004)
•
BARBOSA,E.A (1994). Mineração Morro Velho Ltda, Sistemas De Rejeitos,
Relatórios De Inspeções Internas.
•
BRANCO, JOSÉ JAIME (1985). Relatório de Projeto da Barragem de
Calcinados.
•
CASTRO, W.J e GOMES, R.C (2005). Projeto Geotécnico de Taludes de
Minerações de Ferro, Congresso Brasileiro de
Geologia
e
Engenharia
Ambiental Civil, Florianópolis, Santa Catarina
•
DERBY O.A (1906). The Serra do Espinhaço, Brazil.J.Geol.
•
DORR II J.V. (1969). Phisiographic, stratigraphic and development of the
Quadrilátero Ferrífero, Minas Gerais, U. S. Geolical Survey Professional Paper.
•
ENDO I (1997). Regimes tectônicos do Arqueano e Proterozóico no interior da
placa sanfranciscana.Quadrilátero
Gerais.Instituto
Ferrífero
e
áreas
adjacentes,
Minas
de Geociências, Universidade de São Paulo, São Paulo,
Tese de Doutorado.
•
FONSECA, A.R (2003). Auscutação por Instrumentação de Barragens de Terra
e Enrocamento para Geração de Energia Elétrica. Dissertação de Mestrado,
Estudo de Caso da UHE são Simão.
•
GAIR, apud NALINI (1993).
•
GEOLABOR (1994). Ensaios Geotécnicos de Laboratório.
•
GOLDER ASSOCIATES BRASIL LTDA (2003).Estudos Hidrogeológicos na
Área da Bacia do Queiroz. RT-039-5111-1310-0011-00-B.
•
GOLDER
ASSOCIATES
do
BRASIL
LTDA
(2004).
Estudos
de
Descomissionamento das Barragens de Rejeitos da Área da Planta do Queiroz.
RT-039-5133-1310-0007-00-B.
101
•
GOLDER ASSOCIATES DO BRASIL LTDA (2004). Efeitos de Ruptura das
Barragens de Rejeitos da Planta do Queiroz. RT-039-5133-5120-0001-01-J.
•
KLOHN, E.J (1981). The Development of Current Tailing Dam Design and
Construction. Methods.Design and Construction Tailings Dam. D Wilson ED;
Colorado Scholl of Mines, Golden, Colorado.
•
KÜPPER, A.M.A.G (1991). Design of Hydraulic Fill. PhD thesis, Dept of Civil
Engineering, University of Alberta, Edmonton, Canada, 525p.
•
LADEIRA, E a (1980).Metallogenesis of gold at the Morro Velho mine, and in
the Nova Lima district, Quadrilátero Ferrífero, Minas Gerais, Brazil.Dept. of
Geol, University of Western Ontário, London, Canada, Tese Doutorado.
•
MINERAÇÃO MORRO VELHO LTDA (1998/2002).Guia de Gerenciamento
das Barragens de Rejeitos, Manual de Operações.
•
MINERAÇÃO MORRO VELHO LTDA (2001). Sistema de Rejeitos, Manual
de Operações.
•
RIBEIRO RODRIGUES L.C. (1998). Gold in Archaean banded iron-formation
of the Quadrilátero Ferrífero, Minas Gerais, Brazil-the Cuiabá mine, Tese de
Doutorado.
•
TOLEDO C.L.B (1997). Controle estrutural da mineralização aurífera na mina
de Cuiabá, setor noroeste do greestone belt Rio das Velhas, Quadrilátero
Ferrífero. Instituto de Geociências, Universidade Estadual de Campinas,
Campinas, Dissertação de Mestrado.
•
TRONCOSO, J.H & VERDUGO, R (1985).Silt content and dynamic behaviour
of tailing sands. 11th International Conference of soil Meechanics and
Foundations Engineering, São Francisco, USA, 3:1311-1314.
•
VICK, S.G (1983). Planning, Design and Analysis of Tailings Dams.Wiley Int,
New York, USA.
•
VIEIRA, f.w.r (1991b). Textures and process of hydrothermal alteration and
mineralization in the Nova Lima group, Minas Gerais, Brazil.
VIEIRA, F.W.R e OLIVEIRA, G.A.I (2001).Principais Depósitos Minerais do Brasil,
Volume III.
102
ANEXOS
ANEXO A
ANÁLISE DE ESTABILIDADE COMPLEMENTAR
104
1.700
1.600
Caso 4a - Projeto atual
NA jusante 803,00 m
Linha piezométrica estimada
1.6
1.500
00
1.700
1.399
880
870
Pz3
Elevação (m)
860
Pz5
Pz6
840
830
820
810
Pz4
Pz2
850
Underflow
Overf low
Aterro
Aterro
800
790
Fundação
780
770
Pz7
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
Geometria atual, linha piezométrica estimada
105
360
380
400
420
Escala 1:2000
1.900
1.700
1.700
1.800
1.800
Caso 8a - Projeto original
NA EL. 848,00 m
Linha piezométrica + 5 m
1.900
880
1.547
Pz2
870
Pz3
Pz4
Elevação (m)
860
850
840
830
820
810
Pz5
Underflow
Overf low
Pz6
Aterro
Aterro
800
790
Pz7
Fundação
780
770
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
Geometria original, elevação do NA + 5 m
106
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
1.700
1.800
1.600
1.600
1.700
Caso 8b - Projeto original
NA EL. 853,00 m
1.800
File Name: BGR-C-CA-AE-008b.slz
880
1.479
Pz2
870
Pz3
Pz4
Elevação (m)
860
850
Pz5
840
830
820
810
Underflow
Overf low
Pz6
Aterro
Aterro
800
790
Fundação
780
770
Pz7
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
107
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
1.700
File Name: BGR-C-CA-AE-008c.slz
880
1.600
1.500
1.600
1.800
1.600
1.700
1.800
Caso 8c - Projeto original
NA EL. 853,00 m
1.427
Pz2
870
Pz3
Pz4
Elevação (m)
860
850
Pz5
840
830
820
810
Pz6
Underflow
Overf low
Aterro
Aterro
800
790
Fundação
780
770
Pz7
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
108
340
360
380
400
420
Escala 1:2000
ANEXO B
ENSAIOS DE RECUPERAÇÃO DOS PIEZÔMETROS
109
860,00
848,00
846,00
850,00
844,00
842,00
840,00
838,00
m
m
840,00
836,00
830,00
820,00
834,00
832,00
810,00
830,00
828,00
39
21
0
29
73
14
40
15
0
19
24
17
14
15
12
13
11
8
9
10
7
5
6
3
4
1
0,
5
2
800,00
826,00
mi nut os
minutos
Ní vel original
Nível original
Leit ura PZ
Leitura PZ
Barragem de Calcinados PZ 04N
840,00
860,00
850,00
835,00
840,00
m
m
830,00
825,00
830,00
820,00
810,00
820,00
800,00
815,00
28
0
60
70
50
40
25
30
20
15
8
9
10
7
5
6
3
4
2
2,
5
1,
5
1,
0
0,
3
77
97
11
7
13
7
37
42
47
57
67
24
26
28
30
32
16
17
18
20
22
12
13
14
15
7
8
9
10
11
3
4
5
6
2
2,
5
1
1,
5
0,
5
790,00
810,00
m inutos
minutos
Leitura PZ
Nível original
80
90
10
0
11
0
12
0
13
0
21
0
24
0
27
0
30
0
33
0
36
0
38
14 0
40
60
70
30
40
50
5
10
20
2
3
1
m
0,
2
0,
3
0,
5
70
845,00
840,00
835,00
830,00
825,00
820,00
815,00
810,00
805,00
800,00
795,00
m inutos
Nível original
Leitura PZ
Barragem de Calcinados PZ-MN 05N
90
11
0
13
0
19
0
25
0
33
0
39
0
45
0
50
0
14
40
16
2
19 0
2
86 0
10 40
08
0
40
50
60
15
20
30
6
10
5
2
4
3
1
m
850,00
845,00
840,00
835,00
830,00
825,00
820,00
815,00
810,00
805,00
800,00
4
Nível original
minutos
Leitura PZ
Nível original
Leitura PZ
840,00
806,50
835,00
806,00
830,00
805,50
m
820,00
815,00
810,00
805,00
805,00
804,50
800,00
795,00
minutos
Nível original
minutos
Leitura PZ
Nível original
110
10
0
12
0
14
0
16
0
19
0
21
0
86
40
60
70
80
40
50
25
30
5
10
15
20
3
4
2
5
1,
1
0,
25
0,
5
0,
75
0
14
4
36
5
42
5
30
5
18
5
24
5
12
0
80
10
0
50
60
40
15
20
30
6
10
5
4
2
1
804,00
3
m
825,00
Leitura PZ
ANEXO C
PLANO DE PRODUÇÃO
111
Anos
Cuiabá
MSOL
Total
2006
2007
2008
2009
2010
2011
2012
2013
2014
2015
2016
2017
2018
2019
866.163
1.236.968
1.295.495
1.252.639
1.193.225
1.193.152
1.193.301
1.193.162
1.193.268
1.193.049
1.193.263
1.193.045
1.022.843
889.117
133000
170000
170000
98000
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
999.163
1.406.968
1.465.495
1.350.639
1.193.225
1.193.152
1.193.301
1.193.162
1.193.268
1.193.049
1.193.263
1.193.045
1.022.843
889.117
Programa de produção 2006 a 2019
1.600.000
1.400.000
toneladas
1.200.000
1.000.000
800.000
600.000
400.000
200.000
0
2006
2007
2008
2009
2010
2011
2012
2013
2014
2015
2016
2017
2018
2019
ANEXO D
GRÁFICO DE MASSA DEPOSITADA
Barragem do Calcinado
ano
1987
1988
1989
1990
1991
1992
1993
1994
1995
1996
1997
1998
1999
2000
2001
2002
2003
2004
2005
jan/06
fev/06
total
Controle deposição de massa acumulada
Massa de calcinado
Massa depositada no Maciço da
depositado na barragem
Barragem
67.032
57.561
63.656
57.561
65.261
57.561
68.189
57.561
66.958
57.561
76.092
57.561
80.067
57.561
86.823
57.561
89.653
52.406
86.224
86.674
80.925
99.797
90.019
217.815
99.772
226.729
104.369
192.658
153.642
176.439
136.897
65.462
136.382
0
145.864
0
273.205
0
15.727
0
13.065
0
1.999.822
1.578.468
Massa de sólido depositado na Barragem de Calcinado
300.000
275.000
250.000
225.000
200.000
175.000
150.000
125.000
100.000
75.000
50.000
25.000
19
87
19
88
19
89
19
90
19
91
19
92
19
93
19
94
19
95
19
96
19
97
19
98
19
99
20
00
20
01
20
02
20
03
20
04
20
0
ja 5
n/
0
fe 6
v/
06
0
114
ANEXO E
PRODUÇÃO DE MINÉRIO
115
Diretoria de Operação
Gerência Mina Cuiabá
LIFE OF MINE - L06 / L21 - Ref.: MAY/2005
Jun/Dec
2005
2006
2007
2008
2009
2010
2011
2012
2013
2014
2015
2016
2017
2018
2019
Total
Minério de
desenvolvimento
62.419
52.007
48.531
147.430
109.254
119.173
115.235
74.656
113.526
79.834
128.900
209.167
183.128
217.008
52.087
1.712.354
Teor do
desenvolvimento
6,.39
6,56
4,72
4,54
6,24
4,84
5,20
4,10
4,47
3,99
4,60
4,73
4,89
4,53
4,19
4,85
Minério da lavra
415.99
814.081
1.200.508
1.148.065
1.143.385
1.074.053
1.077.917
1.118.645
1.079.636
1.113.434
1.064.150
984.096
1.009.917
805.835
812.601
14.861.522
Teor da lavra
7,86
8,14
8,25
7,98
7,86
8,21
7,73
7,60
7,66
7,58
7,50
7,69
7,49
7,74
8,57
7,85
Total de Minério
477.619
866.089
1.249.039
1.295.495
1.252.639
1.193.225
1.193.152
1.193.301
1.193.162
1.193.268
1.193.049
1.193.263
1.193.045
1.022.843
864.688
16.573.877
Teor total
7,67
8,04
8,11
7,59
7,72
7,88
7,49
7,38
7,36
7,34
7,18
7,17
7,09
7,06
8,30
7,54
Minério para
Tratamento
530.327
866.163
1.236.968
1.295.495
1.252.639
1.193.225
1.193.152
8.193
1.193.162
1.193.268
1.193.049
1.193.263
1.193.045
1.022.843
889.117
16.639.017
Teor do
Tratamento
7,67
8,04
8,12
7,59
7,72
7,88
7,49
7,38
7,36
7,34
7,18
7,17
7,09
7,06
8,29
7,54
Kg
OZ
3.762
122,434
6.440
9.337
9.145
8.995
8.739
8.309
8.193
8.164
8.149
7.970
7.955
7.865
6.712
6.856
207.052
300.181
294.012
289.181
280.962
267.131
263.398
262.479
262.008
256.236
255.769
252.875
215.812
220.428
116.590
3.749.958
ANEXO F
GRÁFICO PIEZOMETRIA
/0
4
2 6 /04
/0
4/
3 1 04
/0
5
2 2 /04
/0
6
2 1 /04
/0
7
2 3 /04
/0
8/
0 6 04
/1
0
0 5 /04
/1
1
1 0 /04
/1
2/
1 3 04
01
1 6 /0 5
/0
2
2 4 /05
/0
3
2 5 /05
/0
4/
2 7 05
/0
5
2 8 /05
/0
6
0 4 /05
/0
8/
0 9 05
/0
9
1 2 /05
/1
0/
1 7 05
/1
1
2 1 /05
/1
2/
2 4 05
/0
1
2 8 /06
/0
2/
2 8 06
/0
3/
06
08
P iezom etros
840,00
845
835,00
844
830,00
843
825,00
842
820,00
841
815,00
840
810,00
839
118
N .A .
Piezometria Barragem de Calcinado
PZ 02
PZ 03
PZ 04
PZ 04N
PZ 05
PZ 05N
PZ 06
N.A.
ANEXO G
PLUVIOMETRIA
Período
1996
1997
1998
1999
2000
2001
2002
2003
2004
2005
2006
JAN
FEV
595,6
271,8
125,0
414,0
146,4
300,2
751,3
452,8
185,9
145,6
70,6
212,2
71,1
0,0
48,3
367,3
92,8
379,9
179,9
83,8
INDICEPLUVIOMÉTRICOMENSALEACUMULADODOANO( AreasdasBarragensdaAnglogold)
mm/mês
MAR ABR MAI JUN JUL AGO SET OUT NOV DEZ Total/ano Máximo Mínimo
228,0 59,3 0,0
0,0
2,0 37,2 235,6 361,4
923,5
361
0,0
327,7 134,7 37,3 31,8 1,0
0,0 81,5 144,3 126,2 270,7
1821,4
596
0,0
97,4 67,0 32,6 0,0
0,0
0,0 30,5 229,5 397,5 286,0
1624,5
398
0,0
144,6 21,7 3,0
1,0
1,0
0,0
8,4 58,7 325,0 371,0
1130,5
371
0,0
6,8 31,5 7,2
7,2 47,0 17,8 77,9 68,4 306,9 336,7
1321,4
414
0,0
121,0 31,0 0,0
8,2 27,7 64,2 106,6 123,1 453,8 413,5
1543,8
454
0,0
74,6 1,8 37,6 0,0
0,0
0,0 80,6 20,0 223,3 371,3
1476,7
371
0,0
141,3 12,1 24,2 0,0
1,0
0,0 12,6 28,0 200,3 246,8
1510,4
751
0,0
139,6 100,3 29,6 34,8 48,7 0,0
0,0 70,6 113,8 446,3
1816,4
453
0,0
262,8 30,9 47,9 21,9 8,9
5,4 133,3 17,7 338,4 395,0
1628,0
395
5,4
229,4
146
83,8
P lu v io m e tria
2 0 0 0 ,0
1 8 0 0 ,0
1 6 0 0 ,0
1 4 0 0 ,0
mm
1 2 0 0 ,0
1 0 0 0 ,0
8 0 0 ,0
6 0 0 ,0
4 0 0 ,0
2 0 0 ,0
0 ,0
1996
1997
1998
1999
2000
p lu v i o m e t r i a
2001
M á x im o
120
2002
M in im o
2003
M é d ia
2004
2005
2006
ANEXO H
GEOMETRIAS
121
122
ANEXO I
VOLUME DE ÁGUA PERCOLADA
123
124
ja
n/
06
no
v/
05
se
t/0
5
ju
l/0
5
m
ai
/0
5
ja
n/
05
m
ar
/0
5
no
v/
04
se
t/0
4
ju
l/0
4
m
ai
/0
4
ja
n/
04
m
ar
/0
4
Vazão m3/mês
Vazão de Bombeamento da Bomba Haulpt
8000
7000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0
ANEXO J
MASSA DE REJEITOS
125
RAPOSOS / MINA VELHA /
ESP. SANTO
CUIABÁ
Mês/Ano
1986
1987
1988
1989
1990
1991
1992
1993
1994
1995
1996
1997
1998
Rejeito
da
Flotação
Massa de Fill bombeado
Para
Raposos
Para
Mina
Velha
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
34.931
Para o
Maciço
Calc.
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
15.765
120.006
Rejeito da
Flotacao
Calcinado
Depositado
Rapaunha
1.847.800
460.485
1.387.315
161.634
274.289
290.491
285.358
52.406
85.674
84.032
97.809
109.228
188.615
206.459
187.549
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
Maciço
barragem
de
Calcinado
Calcinado
0
0
0
0
0
0
0
0
460.485
52.406
85.674
99.797
217.815
0
67.032
63.656
65.261
68.189
66.958
76.092
80.067
86.823
89.653
86.224
80.925
90.019
4.237.861
539.855
523.740
524.924
469.426
Barragem
Rapaunha
430.627
441.374
416.125
460.286
Total 1999
541.566
0
78.561 151.151
311.854
99.772
222.794
75.578
147.216
23.189
78.561
0
226.729
99.772
459.070
Total 2000
634.233
0
98.053 139.628
396.553
104.369
163.885
53.030
110.855
28.205
98.053
0
192.658
104.369
507.408
Total 2001
592.552
0
101.274 88.684
402.594
153.642
254.257
87.755
166.502
49.812 101.274
0
176.439
153.642
569.096
Total 2002
604.096
0
126.253 28.535
449.308
136.897
200.229
36.927
163.302
0
126.253
0
65.462
136.897
612.610
Total 2003
635.415
0
79.386
0
556.029
136.382
162.688
0
162.688
0
79.386
0
0
136.382
718.717
Total 2004
679.555
0
0
0
679.555
145.864
47.198
0
47.198
0
0
0
0
145.864
726.753
Total 2005
730.988
0
0
0
730.988
165.960
0
0
0
107.245
0
0
0
273.205
730.988
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
jan/06
fev/06
mar/06
Total 2006
0
0
67.032
63.656
65.261
68.189
66.958
76.092
80.067
86.823
89.653
86.224
80.925
90.019
Clean
Up
Massa de Fill
bombeado
Para
Para
Mina
Raposos
Velha
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
106.249
0
81.895
34.931
23.472
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
106.249
81.895
23.472
2.850.546
0
0
0
0
0
0
0
2.850.546
430.627
335.125
318.465
281.877
Rejeito
Circuito
Raposos
Depositado
Depositado
no Maciço
no
de
Rapaunha
Calcinado
TOTAL ( t )
0
0
Acumulado
até
9.017.363 211.616 518.458 543.769 7.743.521 1.863.785 3.910.623 1.033.696 2.876.927 208.451 518.458 211.616 1.577.464 1.971.030 10.620.448
Dez/2005

Murilo de Amorim Costa - Teses e Dissertações

Transcrição

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