DISSERTAÇÃO DE MESTRADO ESTUDO DE TENSÃO DEFORMAÇÃO PARA O3

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

ESTUDO DE TENSÃO DEFORMAÇÃO PARA

O 3

ALTEAMENTO DA BARRAGEM DO

ITABIRUÇU

AUTOR: ALUÍSIO MARCONDES DA COSTA

ORIENTADOR: Prof. Dr. Saulo Gutemberg S. Ribeiro (UFOP)

MESTRADO PROFISSIONAL EM ENGENHARIA GEOTÉCNICA DA UFOP

iii

Catalogação: sisbin@sisbin.ufop.br

C837e Costa, Aluisio Marcondes.

Estudos de tensão deformação para o 3º alteamento da barragem do Itabiruçu [manuscrito] / Aluisio Marcondes Costa. – 2009.

xvii, 77f.: il., grafs.; tabs.; fotos.

Orientador: Prof. Dr. Saulo Gutemberg S. Ribeiro.

Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Escola de Minas. NUGEO.

Área de concentração: Geotecnia aplicada à mineração.

1. Resíduos - Teses. 2. Barragem - Teses. 3. Análise numérica - Teses. 4. Deformações e tensões - Teses. I. Universidade Federal de Ouro Preto. II. Título.

iv

“O caminho só existe, quando você passa.”

v

vi

AGRADECIMENTOS

Agradeço a Deus pela obstinação e curiosidade que me trouxeram até fim deste trabalho.

A Romilda, por me erguer quando desanimei e pela paciência nas noites e fins de semana “sacrificados” em nome da Geotecnia.

Ao Professor Saulo que, mais que orientador, foi mestre e amigo, abrindo as portas de sua casa para reuniões empolgantes e produtivas. Seu profissionalismo e disponibilidade sem restrições foram vitais para mim nesta jornada.

À GEOFAST pelo valioso apoio e incentivo ao me conceder os treinamentos e o acesso ao programa GEOSTUDIO 2007© para as análises computacionais.

Aos colegas da Vale, pela força e por me proporcionarem o ambiente favorável para enfrentar o desafio de conciliar trabalho e estudos. Em especial, minha gratidão ao Ricardo Leão, pelas informações valiosas sem as quais esta dissertação não seria possível.

vii

RESUMO

A Barragem do Itabiruçu, localizada no Município de Itabira – MG é destinada à contenção de rejeitos de minério de ferro. Visando o aumento da capacidade do reservatório e adequação da estrutura para sua utilização final e descomissionamento foi proposto recentemente um alteamento de dezoito metros e meio, associado a diversas medidas corretivas e de segurança. Com base em informações do projeto de alteamento e da pesquisa bibliográfica, foi desenvolvida para este trabalho uma modelagem do problema, utilizando programas do pacote Geostudio 2007©. Nesta modelagem, as camadas de materiais e parâmetros geotécnicos foram totalmente reavaliados sendo introduzida a simulação do alteamento em camadas, de acordo com a sequência cronológica prevista para a obra. A análise acoplada de fluxo, tensões-deformações e estabilidade do talude de jusante permitiu avaliar as condições de fluxo, tensões in situ,

tensões-deformações e estabilidade nos períodos antes, durante e após o final da obra. Este estudo foi desenvolvido com base nas pressões estáticas e pressões geradas pelo alteamento. Ao final é apresentada a análise acoplada Sigma (pwp change) -Slope,

viii

ABSTRACT

ix

Lista de Figuras

Página

CAPÍTULO 2

Figura 2.1 – Foto de satélite da região do Complexo Minerador de Conceição. Fonte:

(Google Earth, 2008). 4

Figura 2.2 – Complexo de Conceição, Balanço hídrico. Fonte: (Potamos, 2002). 6 Figura 2.3 – Vista aérea das obras de alteamento. Fonte (Vale, 2008). 8

CAPÍTULO 3

Figura 3.1 – Triangulo de Burland modificado (Barbour, S.L., and Krahn, J., 2004) 15 Figura 3.2 – Localização da seção transversal de estudo 16 Figura 3.3 – Seção Transversal de maior altura 16 Figura 3.4 – Perfil de sondagens da seção representativa (Engecorps,2004c). 18 Figura 3.5 – Comportamento do módulo de elasticidade com o nível de tensão e

amostra. 26 Figura 3.6 – Média dos módulos de elasticidade em função da tensão vertical . 27

CAPÍTULO 4

x

Figura 4.7 - Detalhe da Rede de fluxo na região do sistema de drenagem interno 34 Figura 4.8 - Rede de fluxo para cargas totais – regime permanente final 35 Figura 4.9 - Poropressões – regime permanente final 36 Figura 4.10 - Comportamento da condutividade hidráulica com a sucção – 2º alteamento

– ksat = 7,02x10-4m/dia. 36

Figura 4.11 - Velocidade X versus Altura – Seção a montante do filtro inclinado. 37 Figura 4.12 – Modelo elasto-plástico 38

Figura 4.13 - Modelo Sigma para Tensões in situ. 38

Figura 4.14 - Tensões totais verticais in situ. 39

Figura 4.15 - Tensões efetivas verticais in situ. 39

xi

Figura 4.30 – Poropressão final do alteamento - análise acoplada Slope-Sigma. 52 Figura 4.31 – FS Local - final do alteamento; análise acoplada Slope-Sigma. 53 Figura 4.32 – Comparação entre a resistência disponível e a resistência mobilizada. 53 Figura 4.33 – Zonas de plastificação imediatamente após o final do alteamento. 54 Figura 4.34 – Estabilidade em situação intermediária - análise acoplada Slope-Sigma.

xii

Lista de Tabelas

Página

CAPÍTULO 3

Tabela 3.1 – Parâmetros geotécnicos dos materiais da fundação 21 Tabela 3.2 – Parâmetros geotécnicos dos maciço e espaldares 22 Tabela 3.3 – Parâmetros geotécnicos do filtro 23 Tabela 3.4 – Localização de amostras ensaiadas na fase do 2º alteamento (Adaptado de

Engesolo,2008) 24 Tabela 3.5 – Peso específico e condutividade hidráulica - 2º alteamento 24

Tabela 3.6 – Parâmetros de resistência efetivos – 2º alteamento 25 Tabela 3.7 – Módulos de elasticidade obtidos de ensaios oedométricos 25 Tabela 3.8 – Valores médios dos módulos de elasticidade em função dos níveis de

tensão 27 Tabela 3.9 – Parâmetros geotécnicos do 3o alteamento 28

CAPÍTULO 4

xiii

Lista de Símbolos, Nomenclatura e Abreviações

c' Coesão efetiva

E Módulo de elasticidade do solo ou Módulo de Young EL Elevação em relação ao nível do mar

k Coeficiente de permeabilidade kh Coeficiente de permeabilidade horizontal

kv Coeficiente de permeabilidade vertical

n Porosidade do solo N.A. Nível de Água

PI Poço de inspeção Q Vazão

Rsat Ensaio rápido pré-adensado (adensado e não drenado) com medida de poropressão (o mesmo queCU )

SR Sondagem de reconhecimento ST Sondagem a trado

U Poropressão

UTM Projeção Cartográfica - Universal Transversal de Mercator v Volume específico

W, h Umidade

n Peso específico natural

 Coeficiente de poisson

v Tensão vertical total

xiv

Lista de Anexos

Anexo I - Planta da barragem alteada Anexo II - Seção de maior altura

xv

Índice

Página

CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO 1

1.1 - CONSIDERAÇÕES INICIAIS 1

1.2 - JUSTIFICATIVA DA DISSERTAÇÃO 2

1.3 - OBJETIVOS GERAIS 3

1.4 - ESTRUTURA DO TRABALHO 3

CAPÍTULO 2 – A BARRAGEM DE REJEITOS DO ITABIRUÇU 4

2.1 – LOCALIZAÇÃO 4

2.2 - HISTÓRICO DA BARRAGEM E ETAPAS DE CONSTRUÇÃO 5 2.3 - ASPECTOS GEOLÓGICOS - GEOTÉCNICOS 8 2.4 - GEOMETRIA E CARACTERISTICAS GERAIS 9

2.4.1 – Primeira etapa 9

2.4.2 – Segunda etapa (2o e 3o alteamentos) 11

2.5 - INSTRUMENTAÇÃO DA BARRAGEM 12

CAPÍTULO 3 - PARÂMETROS GEOTÉCNICOS REPRESENTATIVOS DOS

MATERIAIS 14

3.1 - INTRODUÇÃO 14

3.2 – SEÇÃO REPRESENTATIVA DA BARRAGEM E CAMADAS 15 3.3 – PARÂMETROS GEOTÉCNICOS DOS MATERIAIS 18

xvi

3.3.2 – Maciço atual e espaldares 21

3.3.3 – Filtros 22

3.3.4 – Terceiro alteamento 23

CAPÍTULO 4 - ESTUDO DE ESTABILIDADE DA BARRAGEM DO ITABIRUÇU 29

4.1 - INTRODUÇÃO 29

4.2 – MODELAGEM NUMÉRICA 30

4.2.1 - Considerações sobre o modelo 30

4.2.2 – Análises acopladas 30

4.3 - ANÁLISE DE FLUXO 32

4.3.1 – Considerações iniciais 32 4.3.2 - Análise de fluxo em Regime Permanente Inicial 34 4.3.3 - Análise de fluxo em Regime Permanente Final 35

4.4 - ANÁLISE TENSÃO-DEFORMAÇÃO 37

4.4.1 – Considerações iniciais 37

4.4.2 - Tensões in situ 38

4.4.3 - Tensões e Deformações de Período de Construção e dissipação de

poropressões 39

4.5 - ANÁLISE DE ESTABILIDADE 45

4.5.1 – Considerações iniciais 45

4.5.2 – Análises de estabilidade 49

CAPÍTULO 5 – CONCLUSÕES 61

5.1 - CONSIDERAÇÕES FINAIS 61

xvii

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 67

ANEXOS

ANEXO I 69

ANEXO II 71

1

CAPÍTULO 1

INTRODUÇÃO

1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS

Ao longo dos últimos anos a produção mineral no Brasil cresceu em ritmo acelerado, superando as previsões mais otimistas. Em paralelo a tal desenvolvimento, ocorreu também o empobrecimento gradual das jazidas, embora ainda se mantenham entre as que apresentam os maiores teores de ferro do mundo. A conseqüência prática da utilização cada vez maior de meios a úmido e introdução de novas operações no processo mineral, para suprir as necessidades de qualidade de produto, é a geração excessiva de rejeitos e a redução da vida útil dos reservatórios das barragens de contenção. Como se sabe, estas obras foram originalmente dimensionadas a partir de projeções de enchimento bem mais lentas.

Uma vez que as plantas de processamento têm seu tempo de vida estendido e sua produção em crescimento acelerado, as barragens, muitas vezes construídas sob a perspectiva de alteamentos graduais e lentos, tem que ser capacitadas para volumes cada vez maiores e alturas além das previsões iniciais de projeto.

As restrições econômicas e sociais, aliadas à crescente preocupação ambiental têm feito as mineradoras frequentemente optarem por alteamentos de barragens existentes ao invés da implantação de novas estruturas. Viabilizar tais obras sob condicionantes geológico geotécnicos pré-determinados e muitas vezes desfavoráveis constitui um dos grandes desafios atuais da geotecnia e exige da engenharia boa dose de criatividade na busca de técnicas e soluções inovadoras.

2

de sistemas de drenagem, fundação sobre solo coluvionar, etc. O caso real da Barragem do Itabiruçu permitiu conciliar geometria, condições de contorno e ensaios de caracterização de materiais próprios do empreendimento ao potencial de cálculo que o programa de análise geotécnica proporciona. O programa possibilitou simular condições especiais de construção e operação, bem como aprofundar a análise, além do dimensionamento executado pela empresa projetista.

1.2 JUSTIFICATIVA DA DISSERTAÇÃO

O setor de mineração é hoje no Brasil um dos segmentos econômicos de maior potencial de crescimento. Inúmeros são os desafios de sustentabilidade para esta atividade, notadamente causadora de impactos sócio ambientais. Fortes restrições ambientais, sociais e econômicas levam à necessidade de maximizar a utilização das barragens de rejeitos existentes, o que torna os aspectos geotécnicos de tais estruturas particularmente interessantes para o estudo acadêmico.

3 1.3 OBJETIVOS GERAIS

Este trabalho objetiva uma análise geotécnica acoplada da barragem do Itabiruçu utilizando métodos numéricos. A pesquisa junto ao arquivo da Vale e o levantamento de informações de campo permitiu a elaboração de um modelo bi-dimensional em elementos finitos que serviu de ponto de partida para numerosas simulações de condições de fluxo, tensões-deformações com geração de poropressão e estabilidade da estrutura e suas fundações.

Não obstante os estudos geotécnicos efetuados pela projetista, uma modelagem inteiramente nova foi construída para este trabalho. Os parâmetros geotécnicos foram reavaliados a partir dos ensaios e literatura disponíveis, bem como as camadas de materiais distintos e seus limites revistos a partir de uma nova interpretação das sondagens.

1.4 - ESTRUTURA DO TRABALHO

O Capítulo 2 deste trabalho descreve de forma abrangente o empreendimento abordando o histórico da barragem desde a sua concepção, características construtivas, geologia local, materiais de construção e caracterização geotécnica.

O Capítulo 3 aborda a determinação da seção transversal de estudo, a delimitação das camadas e a determinação dos parâmetros geotécnicos representativos dos materiais constitutivos da barragem.

O Capítulo 4 discute a modelagem numérica da barragem. Utilizando o sistema computacional Geostudio 2007© (GEO-SLOPE International, 2007) são formulados modelos acoplados de fluxo, tensões-deformações e estabilidade da barragem na condição in situ e nas etapas de construção e operação. Os resultados de cada simulação

implementada são mostrados graficamente e analisados.

4

Capítulo 2

A BARRAGEM DE REJEITOS DO ITABIRUÇU

2.1 LOCALIZAÇÃO

A Barragem do Itabiruçu está localizada no Município de Itabira, em Minas Gerais, Brasil. A mesma foi construída nas adjacências da Mina de Conceição, de propriedade da Mineradora Vale. A distância da Barragem à Capital de Minas Gerais, Belo Horizonte é de aproximadamente 110km com acesso pela BR-381 e em seguida pela MG-129. Para sua exata localização, as coordenadas UTM N 7.822.400,00 e E 679.620,000 correspondem ao centro do barramento.

5

2.2 HISTÓRICO DA BARRAGEM E ETAPAS DE CONSTRUÇÃO

A concepção da Barragem do Itabiruçu se deu juntamente com os estudos de engenharia para a implantação do Projeto Conceição a partir de 1970, o qual se caracterizou como um grande empreendimento estatal de lavra e beneficiamento de minério de ferro destinado ao aproveitamento das reservas da Mina de Conceição. Na elaboração do plano diretor do complexo de Conceição, a planta foi planejada para possuir três grandes reservatórios denominados Barragem do Rio do Peixe, Barragem de Conceição e Barragem do Itabiruçu, cujas obras foram concluídas 1977, 1978 e 1980, respectivamente.

6

Figura 2.2 – Complexo de Conceição, Balanço hídrico. Fonte: (Potamos, 2002).

O plano de utilização dos três reservatórios do complexo previa inicialmente o uso do reservatório de Conceição para o armazenamento de rejeitos, com uma vida útil estimada em 12 anos quando os rejeitos passariam a ser direcionados para o reservatório do Itabiruçu. (Milder Kaiser, 1977).

O Projeto inicial já previa a construção da barragem do Itabiruçu em duas etapas considerando a disposição de rejeitos prevista no plano de lavra de Conceição. A primeira etapa foi construída com extensão de 430,00 metros, crista na elevação 812,00m e volume de armazenamento da ordem de 164 x 106 _m3_{. Na segunda etapa o}

alteamento chegaria até a elevação 830,50m aumentando o volume de armazenamento para 225,00 x 106 m3 .

7

compactado, um de 1,8 metros em 2003 e outro de 4,20 metros (EL 817,5m) em 2005/2006 que visavam garantir condições de borda livre para o amortecimento da cheia de projeto face à redução de volume útil. As duas intervenções descritas acima ocorreram em sequência e por convenção, serão tratadas neste trabalho como 2o alteamento da Barragem.

Não tendo sido feito nenhuma elevação da soleira da tulipa, o nível d’água foi mantido na cota inicial. Estas medidas proporcionaram o tempo necessário para o desenvolvimento dos estudos e licenciamento ambiental para a 3ª etapa de alteamento definida pela EL 833,00m.

Este alteamento, caracterizado como final, traz associado um conjunto de intervenções visando aumentar a segurança global da estrutura. Dentre as principais destacam-se:

 Implantação de filtro inclinado para jusante, isolando o núcleo de montante, com 0,80m de espessura;

 Instalação de tapete drenante do tipo sanduíche no contato da Barragem de 3ª Etapa com a berma da elevação 770,00m executada na 1ª Etapa, operando afogado mediante a construção do dique longitudinal implantado no pé de jusante da Barragem;

 Interligação física entre os tapetes drenantes da Barragem de 1ª e 3ª Etapas, mediante a implantação de um sistema de poços drenantes;

 Execução de um sistema de um sistema de poços de alívio junto ao pé de jusante da Barragem junto à ombreira direita;

 Tamponamento da Galeria de Descarga sob o barramento, a qual passará a atuar como galeria de drenagem da ombreira esquerda;

 Execução de um sistema de Drenos Sub-Horizontais profundos (DHPs) junto à ombreira esquerda, através do interior da atual Galeria de Descarga;

8

 Implantação de um sistema de drenagem superficial e proteção do talude de jusante com grama.

 Instalação de sistema de Instrumentação adequado para acompanhamento do comportamento da barragem durante a sua vida útil e mesmo após a desativação da mina.

A figura 2.3 mostra a obra em andamento, com o alteamento já próximo à EL 813,00m. Observa-se na ombreira esquerda o corte executado na encosta para instalação do vertedouro de superfície e as obras civis do mesmo.

Figura 2.3 – Vista aérea das obras de alteamento. Fonte: (Vale, 2008).

2.3 ASPECTOS GEOLÓGICOS - GEOTÉCNICOS

mica-9

xistos e gnaisses. Os contatos litológicos são transicionais, as rochas gradam de gnaisses típicos a mica-xistos, passando por xistos máficos e anfibolitos.

Os gnaisses deram origem a solos e saproliticos de constituição silto-arenosa e os xistos originaram solos basicamente silto-argilosos e micáceos. O topo rochoso no fundo do vale e na ombreira direita é bastante profundo, independentemente da litologia. Nota-se, no entanto, uma leve tendência a um maior aprofundamento nas áreas de afloramento de gnaisse. Já na ombreira esquerda, devida á sua conformação mais abrupta, o topo rochoso apresenta-se mais próximo à superfície. Os mergulhos predominantes são de 30° a 40° para o quadrante SE, o que em princípio, é favorável à estabilidade desta última região citada.

O filtro horizontal foi lançado sobre o aluvião existente no fundo do vale e que se constitui predominantemente de areias médias e cascalho, muitas vezes confundindo-se com o próprio filtro horizontal sobrejacente. O espesso bota-fora de solo lançado a jusante do barramento, na margem direita, pode ser o responsável pelo estrangulamento da drenagem natural do vale e da seção de escoamento a jusante do barramento, o que ocasionaria um represamento debaixo da berma da elevação 771/769m, com a elevação do lençol freático até a superfície do terreno (Engecorps, 2004).

2.4 GEOMETRIA E CARACTERÍSTICAS GERAIS

2.4.1 Primeira etapa

A barragem foi construída em solo compactado com crista na Elevação 812,00m e altura máxima de 44,5 metros com extensão aproximada de 430 metros. O maciço foi executado com núcleo argiloso envelopado por solo silte arenoso proveniente do decapeamento das ombreiras, formado por colúvio e solo residual de gnaisse e mica-xisto.

10

foram implantadas bermas de 3m de largura nas elevações 802,00 e 794,00m. Na elevação 785,00m foi implantada uma berma de 42,00m de largura. Adicionalmente, foi implantada outra berma de cerca de 140,00m na ombreira direita, com elevação variável entre as cotas 772,00 e 768,00m.

O sistema de drenagem do maciço e fundação da barragem é formado por um filtro vertical com espessura de 2,00m, implantado no eixo da berma da elevação 802,00m e um tapete drenante, do tipo filtro sanduíche de areia e brita. O topo do filtro está localizado a cerca de 2,0m abaixo dessa berma. Esse posicionamento foi adotado para permitir a conexão do filtro e o seu prolongamento quando da implantação da 2ª Etapa da Barragem. O tapete drenante foi estendido para montante, além do filtro vertical, terminando numa trincheira de vedação, executada na fundação. A trincheira de vedação foi inserida visando interceptar uma camada de colúvio com cascalho, procurando adentrar no maciço de solo residual de gnaisse e mica-xistos de menor permeabilidade.

O talude de montante foi protegido por uma camada de enrocamento de proteção entre as elevações 805,00 e 812,00m. O sistema extravasor foi dimensionado para a passagem da cheia com recorrência de 1.000 anos (Q=138 m3/s), implantado na ombreira esquerda é constituído por um vertedouro do tipo tulipa com soleira na elevação 808,80m, associado a uma galeria de descarga de concreto. A tulipa apresenta na crista raio de 2,00m e tubo de descarga aerado em concreto com 1,50m de raio. A galeria de descarga é de célula dupla de dimensões de 1,75 x 2,40m (L x H). A galeria apresenta comprimento de 445m de extensão em módulos de 10 metros e foi implantada com soleira na base da torre da tulipa na elevação 770,18m e, 765,90m junto à saída a jusante da Barragem.

11

Na saída da galeria de descarga foi implantado um canal de restituição, escavado no maciço do terreno natural e protegido com enrocamento.

2.4.2 Segunda etapa (2o e 3o alteamentos)

Para a 2ª Etapa, foi considerado na fase de concepção do projeto que o maciço da barragem seria alteado em aterro compactado, implantado para jusante até a elevação 830,50m. O extravasor de 1a etapa, constituído pela tulipa associado à galeria de descarga, seria o sistema de desvio das vazões afluentes durante a construção. Para isso, a galeria de descarga foi implantada em toda a extensão exigida para atender à geometria do maciço da Barragem já alteado da 2ª Etapa.

Nos estudos e projetos iniciais, foi concebido altear a tulipa para atender como órgão extravasor operacional da 2ª Etapa. Para tanto, foi implantada abaixo de sua soleira uma comporta na elevação 807,00m, para deplecionar o reservatório durante a construção, permitindo, assim, prolongar a estrutura da tulipa, até a elevação 829,00m, para a 2a Etapa da Alteamento da Barragem. Neste alteamento o reservatório permitiria a disposição de rejeitos até a elevação 825,20m.

Entretanto, como o avanço dos rejeitos no reservatório da Barragem da 1ª Etapa ocorreu além do previsto no projeto inicial, foi executado alteamento de 1,80m em 2003. Este alteamento emergencial visou manter as condições de borda livre, para a ocorrência de um evento pluvial relativo à chuva de projeto. O alteamento emergencial consistiu na implantação de um aterro compactado pela linha de centro do maciço atual da barragem. O nível de água não foi alteado, ficando mantida a mesma cota da soleira da tulipa da 1ª Etapa.

12

A partir destes estudos, a elevação da crista final foi fixada na cota 833,00m sendo a concepção de elevar a tulipa descartada, tendo sido adotada alternativa de extravasor a céu aberto, com 20,0m de largura e soleira livre, implantado na ombreira esquerda da barragem alteada.

Durante o desenvolvimento dos estudos e projetos da segunda etapa, foi necessária a implantação de um novo alteamento emergencial até a elevação 817,50m na Barragem executado em 2005 em paralelo aos prazos de licenciamento junto aos órgãos ambientais do Estado de Minas Gerais. Assim, foi implementado de forma parcial o então chamado 2º alteamento da barragem e a estrutura permaneceu nesta elevação até 2007 quando foi dada continuidade às obras de elevação do barramento, implantação do vertedouro de superfície e demais intervenções aqui chamadas de 3º alteamento da barragem.

2.5 INSTRUMENTAÇÃO DA BARRAGEM

Em qualquer barragem o monitoramento hidráulico-mecânico através da instalação de um sistema de instrumentação adequado desempenha um papel fundamental na avaliação do comportamento destas estruturas, tanto durante o período de construção quanto no período de operação e mesmo após a sua desativação.

Para Cruz (1996), os três principais objetivos da instrumentação barragens são: - Verificar as hipóteses, critérios e parâmetros adotados em projeto visando o aprimoramento da própria obra em si ou projetos futuros.

- Verificar a adequação de métodos construtivos face aos critérios de segurança exigidos. Exemplo: O monitoramento piezométrico pode indicar a necessidade de rever o cronograma de alteamento de uma barragem de terra caso se evidencie geração excessiva de poropressões devido a velocidade de execução das camadas.

13

O monitoramento da Barragem do Itabiruçu alteada está sendo feito por um conjunto de instrumentos e marcos superficiais composto de:

- Vinte e três Piezômetros de Tubo (tipo Casagrande), instalados nas seções mais representativas ao longo do seu comprimento;

- Vinte e nove marcos superficiais instalados na crista e nas bermas do talude de jusante visando o acompanhamento dos deslocamentos horizontais e verticais de face;

14

Capítulo 3

PARÂMETROS GEOTÉCNICOS REPRESENTATIVOS DOS MATERIAIS

3.1INTRODUÇÃO

Pode-se afirmar que a confiabilidade e precisão de uma análise geotécnica estão diretamente relacionadas ao nível de acurácia de três fatores: perfil geológico, comportamento do solo e modelagem. Este conceito foi apresentado por Burland (1987) que representou os três componentes como vértices de um triângulo. O componente comportamento do solo inclui ensaios de laboratório, testes in situ, e observações de

campo. O componente perfil do terreno basicamente envolve a caracterização do material e limitação das camadas. A modelagem pode ser conceitual, matemática ou física. Experiência e empirismo são representados internamente no Triângulo de Burland como os elementos agregadores dos três componentes citados anteriormente.

Desde sua apresentação, a idéia do Triângulo de Burland tem sido largamente discutida e ampliada. O conceito mais atual remete à Figura 3.1, de autor anônimo, citada em Barbour, S.L., and Krahn, J., (2004) . Na mesma podem-se observar os três vértices do triângulo conectados por setas bidirecionais, destacando o fato de que cada parte é distinta, mas diretamente relacionada com as outras duas.

15

Figura 3.1 – Triângulo de Burland modificado.

3.2 SEÇÃO REPRESENTATIVA DA BARRAGEM E CAMADAS

A seção adotada para estudo é a de maior altura, próximo à galeria de descarga conforme visto nas Figuras 3.2 e 3.3. As dimensões são consideráveis para uma barragem de rejeitos. A base do aterro possui aproximadamente 450 metros de extensão e a crista da barragem se eleva a cerca de 68 metros do nível do terreno inicial. Para melhor visualização ambas as figuras estão reproduzidas em formato A3 nos anexos.

Perfil do solo

Comportamento do solo

Modelagem - Empirismo

- Experiência - Gerenciamento de riscos Gênese / Geologia

Investigação de campo, Caracterização do solo.

Ensaios de laboratório e de campo, observação e medição.

16 E = 6 80000 E = 67 98 00 85 0 84 5 840 83 5 83 0 825 E = 6 79 50 0 E = 6 79 60 0 810 830 E = 6 79 70 0 810 770 775

805 800 795 790 ₇₈₅

780 775 775 780 78 5 79 0 795 80 0 80 5 81 0 81 5 820 770 820 815 810 805 830 825 A CESS O G ALE RIA

BUEIRO Ø 0,60

805 760 765 840 825 83 0 810 815 820 825 EL. 826,50 EL . 833,00

EL. 833,0 0

EL. 775,00

est - 5

est - 10

est - 15

est - 20

est - 25

est - 30

est - 35

EL. 773,00 EL. 770,00

EL. 826,50

EL. 8_25,00

790

E

L. ₇₆

2,50 E

L. ₇₇

7,00

E

L. ₇₆

8,00

E

L.

76_8,00

est - 40

est - 45 est. V0+ 00

es t. V5

est. V10

est. V15

est. V20

EL. 76

8,00

EL. 774,00

E

L.

76_1,00

EL. 783,00 EL. 793,00 EL. 803,00 EL. 813,00 EL. 823,00 EL. 833,00

0 10203040 80m ESCALA GRÁFICA 1:1000

EL. 764,00

N

A

B

ACESSO PRINCIPAL EXISTENTE

BUEIRO Ø 0,60

AC ESS O PR INC IP_AL PR INC IP_AL 185C -1_7-0 422 185C -1_7-0 422

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H 1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2 H

1V : 2H

1V : 2H 1V : 2H

1V : 2H

1V : 2,5H

1V : 2,5H

1V : 2,5H

1V _{: 1}

,5H

1V _{: 1}

,5

H

1V _{: 1}

,5H

1V _{: 1}

,5H

1V

: 1,5H

1V : 1,5H 1V : 2H

1V : 1,5H

1V : 1,5H 1V : 1,5H 1V : 1H 1V : 1H 1V : 1H

1V : 2H

1V : 2H

EL. 833,00

N = 7822500

N = 7822400

N = 7822300

N = 7822200

E

18 5C-1_7-0

431

C

18 5C-1_7-0

431 D 185C -1_7-0 431 2 1

Figura 3.2 – Localização da seção transversal de estudo.

Observa-se que a seção se aproxima do alinhamento da galeria de descarga construída na primeira etapa da barragem. Esta estrutura em concreto armado foi avaliada pela projetista quanto aos recalques diferenciais e será reforçada e recuperada. Os estudos de tensões e deformações da galeria de concreto fogem ao escopo deste trabalho.

Figura 3.3 – Seção Transversal de maior altura.

A 

17

A interpretação dos dados dos furos de sondagens e ensaios disponíveis permitiu reavaliar o perfil proposto pela projetista e a incorporação de algumas modificações principalmente nas camadas da fundação. Os furos de sondagem vizinhos à seção de estudo, sondagens SR-08 a SR-11 e SR-21 (Engecorps, 2004c) indicam SPT variável, mas de modo geral, crescente com a profundidade sendo possível caracterizar dois horizontes distintos de acordo com a resistência à penetração. A primeira camada, aqui denominada Solo Saprolítico Superior apresentou SPT médio igual a 17 enquanto a segunda camada de fundação, denominada Solo Saprolítico Inferior apresentou SPT médio de 30.

O núcleo original da barragem é constituído por argila arenosa proveniente de área de empréstimo próxima à ombreira direita. Os espaldares de montante e jusante são constituídos de siltes areno-argilosos provenientes do decapeamento das ombreiras. No decorrer do processo de licenciamento ambiental do alteamento final até a EL 833m, a Vale optou por um alteamento emergencial executado com argila arenosa até a EL 817,50m, incorporado ao modelo da situação atual da barragem neste estudo.

O sistema de drenagem original do maciço e fundação é composto de filtro vertical com espessura de 1,00 metro, implantado no eixo da berma da EL 802,00m e tapete drenante, do tipo filtro sanduíche de areia e brita. O topo do filtro vertical foi implantado na EL 800,00m, prevendo o seu futuro prolongamento e conexão com o filtro da segunda etapa da barragem. Esta concepção foi alterada pela projetista, que optou por não conectar o sistema de drenagem novo ao existente, bem como adotar um filtro inclinado à jusante.

18

O alteamento final da barragem utiliza aterro compactado com argila areno-siltosa proveniente da escavação na ombreira esquerda para implantação do vertedouro de superfície bem como material de jazida próxima à ombreira direita.

Figura 3.4 - Perfil de sondagens da seção representativa (Engecorps,2004c).

3.3 PARÂMETROS GEOTÉCNICOS DOS MATERIAIS

19 3.3.1 Fundação da barragem

A barragem atual e seu alteamento estão apoiados em solo saprolítico homogêneo, graduando de mais argiloso a mais arenoso conforme a litologia de origem. O topo rochoso no fundo do vale e na ombreira direita é bastante profundo, mas na ombreira esquerda, devido à sua conformação mais abrupta apresenta-se mais próximo à superfície.

Os parâmetros de resistência da camada de Solo saprolítico inferior foram obtidos dos ensaios realizados nas amostras dos furos SR10 e SR11 bem como ensaios triaxiais do horizonte classificado como solo residual na primeira etapa da barragem. Para a camada de solo saprolítico superior, n, c´, ` (peso específico natural, coesão e

atrito efetivos, respectivamente) correspondem à media dos valores encontrados nos ensaios dos blocos indeformados BL1 e BL2 (Engecorps 2004,d) e ensaios do horizonte classificado como Colúvio na primeira etapa(Engecorps 2004) .

O módulo de elasticidade da camada Solo Saprolítico Superior foi obtido da média dos dois ensaios pressiométricos realizados no furo SR-10 (Engecorps, 2004a). Para o Solo Saprolítico Inferior o módulo de Elasticidade foi estimado proporcional ao acréscimo do SPT médio, cujo valor passou de 17 na camada superior para 30 na camada inferior (Tabela 3.1). O coeficiente de Poisson foi estimado para as duas camadas conforme dados apresentados por Bowles (1997).

20

A camada de aterro lançado não possui ensaios de laboratório, mas foi caracterizada por duas sondagens, SR12 e SR13 que apresentaram SPT bastante baixo, com média igual a sete. O ângulo de atrito desta camada foi estimado com base na equação proposta por Shioi e Fukui (1982), expressão 3.2. Velloso e Lopes, citados em Schnaid, 2000, recomendam majorar valor de SPT previamente ao uso de correlação formulada por autor americano. Assim, o NSPT utilizado na expressão 3.2 foi

normalizado conforme a expressão 3.1, que considera a energia transmitida ao amostrador no processo de cravação da ordem de 55% e ainda um fator de 66% para correção tendo em vista sondagem realizada no Brasil.

N55 = (NSPT x 0,66) / 0,55 (3.1)



) ( 15 .

18

' SPT  graus

 (3.2)

A coesão e o peso específico deste material foram estimados com base em Joppert (2007) a partir dos valores atribuídos por este autor a solos silto arenosos. Por se tratar de solo fino não compactado, a permeabilidade foi considerada isotrópica e igual a 1x10-6 m/s, com porosidade igual a 0,5. O coeficiente de Poisson foi estimado em 0,3 conforme valores típicos para solos silto arenosos (Bowles, 1997). O módulo de elasticidade E foi definido a partir do valor encontrado para a camada de silte areno argiloso do espaldar (7800kPa – Tabela 3.2), aplicando a relação de proporcionalidade entre o SPT médio desta camada (14) e da camada de aterro lançado (7). Observou-se que o módulo de elasticidade encontrado através da relação acima foi de 3900 kPa, valor muito próximo ao obtido aplicando-se Expressão 3.3, citada em Bowles (1997) para o módulo de elasticidade de solos silto arenosos e silto argilosos cujo resultado, considerando NSPT normalizado, é 4320 kPa.

kPa ) 6 SPT .( 300

E  (3.3)

21

Tabela 3.1 – Parâmetros geotécnicos dos materiais da fundação.

HORIZONTE REGIÃO n

(kn/m3)

c´

(kPa) ` º

E'

(kPa)



Coef. de Poison



kh

(m/s) n kv/kh

Solo saprolítico inferior Fundação 17,36 13,54 29,46 55676 0,25 1e-8 0,40 1

Solo saprolítico superior Fundação 16,27 18,33 21,78 31550 0,32 1e-7 0,45 1

Aterro lançado Fundação 19,00 10,00 27,30 3900 0,30 1e-6 0,50 1

3.3.2 Maciço atual e espaldares

O núcleo original da barragem é constituído por argilas arenosas e os espaldares de montante e jusante constituídos por siltes areno argilosos. O núcleo foi caracterizado quanto aos parâmetros de resistência por ensaios triaxiais obtidos do projeto original da Barragem (desenho Eletroprojetos 12-BI-170) e os espaldares por estes dados mais os dos ensaios realizados na amostra retirada do furo SR-31.

O módulo de elasticidade do silte areno-argiloso foi obtido do ensaio pressiométrico realizado no furo SR-31 no aterro compactado da berma da EL 785m a jusante, à profundidade de 9 metros. Para a camada de argila arenosa, o módulo de elasticidade foi obtido da média dos dois ensaios pressiométricos realizados no furo SR-10 realizado na ombreira esquerda, nas profundidades de 19 e 20 metros. De acordo com os dados apresentados por Bowles (1997), os coeficientes de Poisson considerados foram iguais a 0,32 para os espaldares (silte areno argiloso) e 0,25 para o núcleo (argila arenosa).

22

compactado da ordem de 0,5. Este valor foi também considerado para os espaldares e núcleo. Os parâmetros geotécnicos destes dois materiais são apresentados na Tabela 4.2.

Tabela 3.2 – Parâmetros geotécnicos do maciço e espaldares.

HORIZONTE REGIÃO n

(kn/m3)

c´

(kPa) ` º

E'

(kPa)



Coef. De Poison



kh

(m/s) n kv/kh

Argila arenosa Núcleo original 19,85 30,00 31,00 37200 0,25 1,00E-07 0,46 0,5

Silte areno-argiloso Espaldares 19,01 6,00 31,83 7800 0,32 1,00E-06 0,50 0,5

Devido a semelhança entre o material do primeiro alteamento e o núcleo da barragem (argila arenosa) verificada no perfil geotécnico (Figura 4.3), os parâmetros do primeiro alteamento foram considerados como sendo iguais ao do núcleo argiloso.

3.3.3 Filtros

Conforme os ensaios realizados para o material do filtro (Engesolo, 2008) a permeabilidade da areia utilizada no sistema de drenagem para fase do terceiro alteamento tem condutividade média igual a 1,87e-4m/s, porosidade 0,38 e densidade específica dos grãos igual a 2,67. Com base nestes índices físicos, o peso específico saturado foi calculado em 20kN/m3.

Para Lambe e Whitman (1969) solos arenosos apresentam ângulos de atrito entre 30 e 45 graus. Devido ao processo construtivo do sistema de drenagem e a tendência de uniformidade da areia, o ângulo de atrito foi estimado de forma conservadora em 30 graus.

23

Na Tabela 3.3 apresenta-se um resumo dos parâmetros geotécnicos do filtro. Por questões de similaridade, os mesmos parâmetros serão utilizados para os filtros da barragem remanescente da construção e do primeiro alteamento.

Tabela 3.3 – Parâmetros geotécnicos do filtro

HORIZONTE REGIÃO n

(kn/m3)

c´

(kPa) ` º (kPa)E'



Coef. De Poison



kh

(m/s) n kv/kh

Areia Filtros 20,0 0 30 6000 0,33 1,87E-4 0,38 1,0

3.3.4 Terceiro alteamento

Para o terceiro alteamento, tem-se um bom volume de informações laboratoriais. Destacam-se os relatórios: LAB-LA 054/08-A; LAB-LA 003/69-RE-24-073/08-A; LAB-LA 003/69-RE-24-068/07-A; LAB-LA 003/69-RE-24-019/08-A. Estas referências serão aqui denominadas Engesolo (2008).

24

Tabela 3.4 – Localização de amostras ensaiadas na fase do 3º alteamento (Adaptado de Engesolo, 2008)

N Material Estaca Afastamento Cota Classificação

1 Argila

Vermelha 35 BE 28,40m eixo Montante 822,23 Argila Areno Siltosa 2 Silte Arenoso 36 BE 4,56m eixo Jusante 823,00 Argila Areno Siltosa 3 Silte Arenoso 13 BE 22,70m do eixo Jusante 815,88 Areia Silto Argilosa 4 Argila

Vermelha 33 BD 39,70m do eixo Jusante 816,67 Argila Areno Siltosa 5 Argila Siltosa 27 BD 01 84,30m eixo Jusante 796,81 Argila Areno Siltosa 6 Argila Siltosa 27 BD 02 84,30m eixo Jusante 796,81 Argila Areno Siltosa 7 Argila Siltosa 30 BD 120m do eixo Jusante 783,00 Argila Silto Arenosa 8 Argila Siltosa 31 BD 110m do eixo Jusante 785,00 Argila Areno Siltosa

Os dados referentes às condutividades hidráulicas e aos pesos específicos estão apresentados na Tabelas 3.5 e 3.6 respectivamente. Os valores médios foram adotados neste trabalho.

Tabela 3.5 – Peso específico e condutividade hidráulica – 3º alteamento

N Classificação h (%) n kv (m/s) kh (m/s) kv/kh

1 Argila Areno Siltosa 25,3 0,48 2,13E-09 4,49E-09 0,47 2 Argila Areno Siltosa 23,7 0,47 1,22E-08 1,30E-08 0,94

3 Areia Silto Argilosa 20,9 0,43 7,29E-09 1,41E-08 0,52 4 Argila Areno Siltosa 27,8 0,45 5,50E-10 9,47E-10 0,58

5 Argila Areno Siltosa 25,1 0,51 1,07E-09 1,65E-08 0,06 6 Argila Areno Siltosa 25,3 0,52 3,08E-09 6,24E-09 0,49

7 Argila Silto Arenosa 29,6 0,53 2,07E-09 3,00E-09 0,69 8 Argila Areno Siltosa 28,1 0,48 7,59E-10 3,05E-09 0,25

25

Na Tabela 3.6 apresentam-se resultados dos ensaios triaxiais consolidados não drenados (CU ou Rsat), parâmetros de resistência efetivos.

Tabela 3.6 – Parâmetros de resistência efetivos – 3º alteamento

N Material

s (kN/m3)

nat (kN/m3)

Coesão

(kPa) Atrito (º)

1 Argila Areno Siltosa 15,03 18,83 26 30,3 2 Argila Areno Siltosa 15,09 18,67 18 36,2 3 Areia Silto Argilosa 15,71 18,99 25 31,0 4 Argila Areno Siltosa 14,88 19,02 17 34,3 5 Argila Areno Siltosa 14,8 18,51 24 30,2 6 Argila Areno Siltosa 15,48 19,40 21 32,1 7 Argila Silto Arenosa 14,23 18,44 7 34,4 8 Argila Areno Siltosa 14,65 18,76 11 34,2

Médias 14,98 18,83 17,6 33,2

A compressibilidade foi estudada com base em ensaios oedométricos. As cargas aplicadas variaram de 25 a até 5600kPa. Para o nível de tensão da obra em questão, foram avaliados os resultados até a tensão de 800kPa. Um resumo dos testes está apresentado na Tabela 3.7.

Tabela 3.7 – Módulos de elasticidade obtidos de ensaios oedométricos.

v (kPa)

Elev.

822 Elev. 816 Elev. 817 Elev. 797a Elev. 797b Elev. 785 Elev. 783

26

Os resultados mostram módulos de elasticidade variando de 1165kPa, para amostra da elevação 816, a 15924kPa para amostra da elevação 822. Para uma melhor visualização, estes resultados estão apresentados na Figura 3.5.

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

Tensão Vertical (kPa)

Módu

lo

de E

la

sti

cidade (kP

a)

Elev. 822 Elev. 816 Elev. 817 Elev. 797a Elev. 797b Elev. 785 Elev. 783

Figura 3.5 – Comportamento do módulo de elasticidade oedométrico com o nível de tensão e amostra.

Os resultados apresentados destacam uma forte discrepância nas magnitudes dos módulos de elasticidade para amostra da elevação 822, próxima à fase final do alteamento. Posteriormente verificou-se que a amostra pertencia à camada de material de selagem do aterro e desta forma, este resultado foi descartado.

27

do terceiro alteamento, constituído de argila areno siltosa, o coeficiente de Poisson foi estimado em 0,3 conforme valores típicos citados em Bowles, 1997.

   

 

  

 

1 2 1

2

V E

E _(3.4)

A aplicação da equação 3.4 sobre os valores de EV da tabela 3.7 (excluindo os

valores da EL 822 conforme esclarecido anteriormente) resulta na Tabela 3.8, onde se apresentam os valores médios dos módulos de Young em função do nível de tensão. Para o cálculo destas médias, foram desconsiderados os valores relacionados à amostra da elevação 822. Para os níveis de tensão ensaiados, o módulo de Young médio (média das médias) foi igual a 2917 kPa.

Tabela 3.8 – Valores médios dos módulos de Young em função do nível de tensão. v (kPa) Elev. 816 Elev. 817 Elev. 797a Elev. 797b Elev. 785 Elev. 783 Média E

25 781 1433 833 1252 1675 2295 1378 50 1207 3142 1487 1771 2912 2564 2180 100 1597 2661 2001 2307 3073 2533 2362 200 2522 3073 2623 3196 4278 2533 3037 400 3453 4181 2766 2586 5799 2680 3578 800 4600 6305 3683 3542 8001 3676 4968

28

Figura 3.6 – Média dos módulos de elasticidade em função da tensão vertical. Os resultados médios apresentam uma tendência linear de aumento do módulo de elasticidade com o nível de tensão. Cabe aqui salientar que este comportamento não se dá exclusivamente em função do aumento da tensão vertical, mas da tensão média (vertical e horizontal) denominada tensão octaédrica.

Tabela 3.9 – Parâmetros geotécnicos do 3o alteamento

HORIZONTE REGIÃO n

(kn/m3)

c´

(kPa) ` º (kPa)E'



Coef. De Poison



kh

(m/s) n kv/kh

29

Capítulo 4

ESTUDO DA ESTABILIDADE DA BARRAGEM DO ITABIRUÇU

4.1INTRODUÇÃO

O presente capítulo aborda a modelagem numérica e análises geotécnicas realizadas especificamente para este trabalho. Como mencionado anteriormente, nesta modelagem os dados de geometria, os parâmetros de materiais e as condições de contorno considerados pela projetista foram revistos e aplicados. Esta revisão foi viabilizada devido à maior disponibilidade atual de informações em relação às existentes na fase de projeto, bem como à adoção de análises numéricas mais modernas.

Na análise numérica foi utilizado o pacote Geostudio 2007 (GEO-SLOPE, 2007). Compõem o Geostudio um conjunto de aplicativos de grande poder computacional, flexibilidade e processos de acoplamento de informações que permitem modelagens mais próximas das condições de campo. O pacote inclui oito módulos integrados, dos quais os três foram utilizados neste trabalho, a saber:

 SEEP – Para análise de percolação de água nos solos por elementos finitos;

 SIGMA – Para análise de tensões e deformações por elementos finitos;

 SLOPE – Para análise de estabilidade de taludes por equilíbrio limite;

30

visando avaliar a competência desta estrutura diante das novas condições de carregamento.

O modelo utilizado neste trabalho busca a maior fidelidade possível à conformação geométrica e condições de contorno da barragem bem como a melhor caracterização dos parâmetros geotécnicos a partir dos dados obtidos.

4.2 – MODELAGEM NUMÉRICA

4.2.1 – Considerações sobre o modelo

Na modelagem foi utilizada a seção de maior altura na qual foram destacadas as regiões de materiais distintos bem como camadas de 5 em 5 metros para a segunda etapa do alteamento. A malha utilizada para as análises de fluxo e de tensões foi composta de 1642 nós e 2896 elementos. Para construção do modelo foram lançados 139 pontos de referência gerando 36 regiões diferentes caracterizadas por 8 materiais com propriedades geotécnicas específicas conforme mostrado no Capítulo 4.

Primeira Etapa - EL 812,5 m

PZ-12F *

EL. 813

EL. 793 EL. 783

Solo Saprolítico Inferior

Solo Saprolítico Superior

Argila Arenosa Silte Areno Argiloso

Silte Areno Argiloso

Argila Arenosa

Aterro Lançado Primeiro e Segundo alteamentos - EL 817,5 m

Terceiro alteamento - EL 833 m

NA MAX ATUAL - EL 814,5 m NA MAX FUT - EL 828 m

* P1 * PZ-13M EL. 803 EL. 823 PZ-15M * * PZ-14F PZ-16F*

Argila Areno Siltosa

* P2

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

E lev aç ã o 730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

Figura 4.1 – Seção transversal modelada.

4.2.2 – Análises Acopladas

31

No trabalho aqui apresentado, esta facilidade foi utilizada para criar 30 análises acopladas que permitiram avaliar as condições de fluxo em regime permanente, as tensões in situ, as tensões geradas pela introdução gradual das camadas de aterro do

terceiro alteamento conforme simulação do cronograma de obra, a dissipação das poropressões, a estabilidade do talude de jusante após o alteamento, e o regime final de fluxo.

Figura 4.2 – Árvore de análises acopladas.

32

Tabela 4.1 – Sequência cronológica do alteamento.

ALTEAMENTO

ELEVAÇÃO (Metros)

ALTURA DA CAMADA

TEMPO DE EXECUÇÃO (Dias)

TEMPO ACUMULADO (Dias)

767  ‐ ‐ ‐ 

775  8 76 76 

779  4 36 112 

783  4 35 147 

788  5 43 190 

793  5 41 231 

798  5 39 270 

803  5 38 269 

808  5 75 344 

813  5 34 378 

818  5 32 410 

823  5 31 441 

828  5 29 470 

831  3 17 487 

833  2 11 498 

4.3- ANÁLISE DE FLUXO

4.3.1 – Considerações iniciais

A análise de fluxo foi realizada utilizando o módulo SEEP/W do Geostudio 2007. Foram analisadas as situações inicial e ao final do alteamento. As poropressões da análise inicial foram exportadas para a análise de tensões in situ, tensões deformações e

análises de estabilidade subseqüentes derivadas desta. A análise de regime permanente final serviu de base também para avaliar a estabilidade do talude de jusante quando do final do alteamento e estabelecimento da nova cota do reservatório.

33

umidade volumétrica saturado de cada material (vide Capítulo 3 - Parâmetros dos materiais) utilizando funções internas.

Argila A reno Siltosa - 3º A lteamento

X -C ond uc tiv ity ( m /d ay s)

Matric Suction (kPa) 1.0e-03 1.0e-10 1.0e-09 1.0e-08 1.0e-07 1.0e-06 1.0e-05 1.0e-04

0.01 0.1 1 10 100 1000

Figura 4.3 – Exemplo de função de condutividade hidráulica.

Argila Areno Siltosa - 3º A lteamento

Vo l. W ate r C on ten t ( m ³/ m ³)

Matric Suction (kPa) 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5

0.01 0.1 1 10 100 1000

34

4.3.2 - Análise de Fluxo em Regime Permanente Inicial

Nesta análise foi considerado o nível de água à montante na EL 814,5m que corresponde ao N.A. Maximum Maximorum para o reservatório antes do alteamento. Tendo em vista a situação já descrita anteriormente em que a berma inferior encontra-se afogada devido ao estrangulamento do vale, foi considerada uma carga total de jusante na EL 764,0m bem como uma surgência na base do talude de jusante.

775

775

790

810

Figura 4.5 - Rede de fluxo, cargas totais – regime permanente inicial.

0 1₀₀

3₀₀

600

Figura 4.6 - Poropressões – regime permanente inicial.

775

780

790

810

775

775

780

785

90

805

Figura 4.7 - Detalhe da rede de fluxo na região do sistema de drenagem interno.

As Figuras 4.5 e 4.6 mostram a configuração da rede de fluxo e as poropressões em regime permanente na fase inicial da obra. Observa-se que nem toda a dissipação de

35

carga se dá a montante do filtro. Esta é uma leve indicação da ineficiência da configuração adotada para dissipação das cargas já na zona a montante do filtro.

A Figura 4.7 mostra em detalhe uma parcela significativa do fluxo passando pela camada de solo saprolítico superior em direção ao tapete drenante a montante do filtro vertical. A existência do tapete drenante avançando aproximadamente 20 metros a montante do filtro vertical pode estar condicionando a posição mostrada para a linha freática e a captação considerável de fluxo pela fundação. Ressalta-se que o modelo numérico especifica como linha freática a região com poropressão nula.

4.3.3 - Análise de Fluxo em Regime Permanente Final

A situação analisada aqui corresponde ao regime de operação do reservatório, com carga de água a montante na EL 828m que corresponde ao N.A. Maximum Maximorum na situação final. A carga total e as poropressões estão indicadas nas Figuras 4.8 e 4.9. Os resultados indicam boa eficiência do sistema de drenagem na manutenção da linha freática à montante da primeira linha de filtros. No entanto, pode-se novamente obpode-servar que o modelo numérico mostra uma perda considerável de carga na zona não saturada de fluxo. Cabe salientar que nesta região o fluxo é bastante minimizado em função da queda acentuada da condutividade em função do aumento da sucção mátrica (poropressão negativa), modelada pela função condutividade. A Figura 4.10 ilustra o comportamento da condutividade hidráulica no material do 3º alteamento. Neste caso houve uma minimização da condutividade saturada em até quatro ordens de grandeza em detrimento do aumento da sucção.

77 5

775 790

810

36

200 400

800

Figura 4.9 - Poropressões – regime permanente final.

Y (

m

)

X-Condutividade (m/dia) 810

815 820 825 830 835

1.0e-07 1.0e-06 1.0e-05 1.0e-04

Y (

m

)

Poropressão (kPa) 805

810 815 820 825 830 835

-40 -50 -60 -70 -80 -90 -100

-110 -30

(a) (b)

Figura 4.10 – Comportamento da condutividade hidráulica com a sucção – 3º alteamento – ksat = 7,02x10-4m/dia.

37

Figura 4.11 - Velocidade X versus Altura – Seção a montante do filtro inclinado.

4.4 - ANÁLISE TENSÃO-DEFORMAÇÃO

4.4.1 - Considerações iniciais

As análises de tensão deformação foram realizadas no programa Sigma/W em termos de parâmetros efetivos incorporando as variações de poropressões. O modelo de comportamento do material adotado foi o elasto-plástico (Figura 4.12). Este modelo descreve uma relação elástica, perfeitamente plástica em que as tensões são diretamente proporcionais às deformações na parte elástica do gráfico, até o atingir o ponto de plastificação do material. A partir deste ponto, as deformações ocorridas serão irreversíveis seguindo uma linha horizontal no gráfico. Para este modelo são necessários os seguintes parâmetros dos materiais:

E – Módulo de Elasticidade;

ʋ – Coeficiente de Poisson; c’ – Coesão efetiva de pico;

 – Peso específico do solo;

’– Ângulo de atrito efetivo de pico;

Y (m)

Velocidade X (m/dia) 800

805 810 815 820 825 830 835

38

Figura 4.12 – Modelo elasto-plástico

4.4.2 - Tensões in situ

Para o estudo de tensões in situ o programa Sigma permite utilizar as

poropressões determinadas no programa Seep. Já as pressões advindas do reservatório são incorporadas ao modelo através da condição de contorno de carga hidrostática (Figura 4.13).

Primeira Etapa - EL 812,5 m

PZ-12F *

EL. 813

EL. 793 EL. 783

Solo Saprolítico Inferior

Solo Saprolítico Superior

Argila Arenosa Silte Areno Argiloso

Silte Areno Argiloso

Argila Arenosa

Aterro Lançado Primeiro e Segundo alteamentos - EL 817,5 m

Terceiro alteamento - EL 833 m

NA MAX ATUAL - EL 814,5 m NA MAX FUT - EL 828 m

* P1 * PZ-13M EL. 803 EL. 823 PZ-15M * * PZ-14F PZ-16F*

Argila Areno Siltosa

* P2

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

E lev aç ão 730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

Figura 4.13 - Modelo Sigma para Tensões in situ.

39 0 400 800 1000 1200 Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

E le vaç ão 730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

Figura 4.14 - Tensões totais verticais in situ.

100 100 200 300 30₀ 30₀ 400 600 700 900 Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

El ev aç ão 730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

Figura 4.15 - Tensões efetivas verticais in situ.

Conforme visto na Figura 4.15 as tensões efetivas na zona não saturada estão majoradas em razão da sucção mátrica, conforme modelado pelo programa. Este comportamento, se evidenciado em campo, resulta em aumento na estabilidade do talude de jusante, face ao aparecimento de coesão aparente, produto da sucção pelo coeficiente de atrito efetivo.

40

Não Drenadas). Nesta categoria são dados de entrada as funções condutividade e teor de umidade volumétrico.

O alteamento da barragem iniciou com a implantação do tapete horizontal e da berma inferior de jusante. Estas camadas juntas possuem dimensão transversal de aproximadamente 170 metros e espessura média de 8 metros (o filtro tem 1 metro de altura) se estendendo desde o talude de montante até o dique posicionado no final do tapete horizontal original. Os demais alteamentos parciais até a EL 833m foram discretizados em camadas de 5 metros de altura.

Os recalques máximos calculados durante o alteamento variaram de 0,50 metros para o fim de construção da berma inferior (Figura 4.16) até 2,0 metros, no final da implantação da última camada na EL 833m (Figura 4.17). Nota-se que o recalque máximo no fim da obra se situa na altura média do aterro e a cerca de dois terços da altura total compressível do modelo.

-0.5

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

E lev aç ão 730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

Figura 4.16 - Recalque Período de construção – 76 dias.

-2

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

E lev aç ão 730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

41

Para avaliar o recalque no aterro lançado foi escolhido o ponto PZ-16F como apresentado na Figura 4.18. Os resultados estão ilustrados no gráfico apresentado na Figura 4.19.

PZ-12F *

EL. 813

EL. 793

EL. 783

Solo Saprolítico Superior Silte Areno Argiloso Argila

Arenosa

Aterro Lançad 817,5 m

Terceiro alteamento - EL 833 m

UT - EL 828 m

* P1 * PZ-13M

EL. 803 EL. 823

PZ-15M *

* PZ-14F

PZ-16F*

Argila A

* P2

Figura 4.18 – Localização dos pontos PZ-16F, P1 e P2.

R

ec

al

que (

m

)

Tempo (dias) -0.1

-0.2

-0.3

-0.4

-0.5

-0.6 0

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

Figura 4.19 – Comportamento do recalque no ponto PZ-16F.

42

por mais 102 dias após a finalização da obra. Observa-se que os degraus apresentam suave inclinação decorrente do adensamento advindo da própria etapa.

Na Figura 4.20 tem-se os recalques para os pontos P1 e P2, localizados na região central do 3º alteamento e 1º alteamento como localizados na Figura 4.19. O ponto P1 está localizado próximo à região de recalque máximo, como apresentado na Figura 4.21. O gráfico mostra que para o tempo de análise o adensamento ainda não está finalizado, embora se apresente bastante convergente para o valor final. No tempo de análise o recalque em P1 alcançou a magnitude de 2,15m.

Diferentemente, o recalque em P2 mostra-se finalizado no tempo de análise alcançando a magnitude de 1,00m no tempo 500 dias. Notifica-se que a condutividade do 3º alteamento é duas ordens de grandeza superior à do material do 1º alteamento.

Recalque P1 : Node 897 (264, 798)

Recalque P2 : Node 680 (227, 793)

Rec

al

que

(

m

)

Tempo (dias) -0.5

-1

-1.5

-2

-2.5

-3 0 0.5 1

0 200 400 600 800

100 300 500 700 900

Figura 4.20 – Recalques nos pontos P1 e P2.

43

-2

-1.8

-1.4 -1

-1

-1

-0.6

-0.4

-0.2

Figura 4.21 – Recalques para o período de 1 anos depois de finalizado o 3º alteamento.

Os excessos de poropressão gerados ao final de construção do alteamento estão indicados na Figura 4.22. Observa-se que os valores maiores estão situados no terço superior do aterro.

20

70

110 150

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

E

lev

aç

ã

o

730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

Figura 4.22 – Excessos de poropressão – 498 dias.

44

20

80

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

E lev aç ã o 730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

Figura 4.23 – Dissipação de poropressões – 858 dias.

Complementando esta análise, foi feita uma simulação do alteamento “instantâneo” da barragem em uma única camada até a EL 833m. O período de tempo considerado foi o mesmo das análises anteriores (498 dias). Nos resultados observa-se que embora o as tensões totais calculadas sejam similares, os valores de recalque máximo foram da ordem de 3,2 metros, contra 2 metros calculado considerando o alteamento em camadas sucessivas (Figura 4.21). Este comportamento mostra que o estudo de recalques em aterros deve ser realizado com a simulação de alteamentos em camadas hipotéticas.

-3.2

-2.8

-1.2

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

E lev aç ã o 730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

Figura 4.24 - Recalques – 498 dias (instantâneo).

400 600 1000 1200 1400 Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

E lev aç ã o 730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

45

Da mesma forma que as tensões totais, o excesso de poropressão calculado foi da mesma ordem de grandeza da análise considerando camadas menores; no entanto, observa-se que os valores máximos obtidos se localizam na região do espaldar original, ao passo que no cálculo anterior os mesmos se situaram no terço superior do alteamento.

70

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

El

ev

aç

ã

o

730 740 750 760 770 780 790 800 810 820 830 840

Figura 4.26 – Excessos de poropressão - 498 dias (instantâneo).

4.5– ANÁLISE DE ESTABILIDADE

4.5.1 – Considerações iniciais

O estudo da estabilidade no final do alteamento foi desenvolvido com o uso de uma modelagem numérica em tempo real elaborada de forma acoplada, nos programas Slope e Sigma. Como já apresentado, o alteamento da barragem desencadeia aumento de poropressão tanto no aterro compactado (alteamento) como na barragem alteada.

Por muito tempo a geração de poropressão foi simulada pelo parâmetro ru, que

de acordo com a Expressão 4.1, representa a razão entre a poropressão estática e a tensão vertical total.

v s u

u r



46

O conceito de ru, foi muito usado nos ábacos de estabilidade de Bishop e

Morgenstern (1960), citado em Cruz(1996). Este coeficiente, juntamente com os coeficientes m e n são utilizados para estimar rapidamente o fator de segurança, com base na Expressão (4.2), onde m e n são denominados coeficientes de estabilidade e obtidos nos ábacos.

u

r . n m

FS  (4.2)

A dificuldade de se usar este parâmetro está no fato dele variar em toda extensão da superfície potencial de ruptura, caso a mesma não seja paralela à superfície do terreno. De alguma forma, os usuários geralmente consideram este parâmetro como sendo constante, seja por média aritmética ou ponderada. Este procedimento faz com que a simplicidade do método seja perdida.

Com base na Expressão (4.1) a equação tradicional de resistência ao cisalhamento drenada pode ser reescrita na forma apresentada na Expressão (4.3).





c _{u v}

r     

 (4.3)

Comparar a poropressão calculada por meio do parâmetro ru com a poropressão

advinda da linha freática pode causar certa confusão. Neste caso é sugerido que se faça um esboço para avaliar se a quantificação de ru está consistente.

Alguns projetistas, e não são poucos, ainda têm usado o parâmetro ru em suas

análises de estabilidade por meio de ferramentas computacionais. Muitas cartas de risco trazem valores hipotéticos de ru simulando a elevação da linha freática ou mesmo a

geração de poropressão. Em condições de fluxo permanente ou estática, tem-se que para ru em torno de 0,5 a linha freática encontra-se na superfície do terreno. No entanto,

pouca sensibilidade se tem quanto a representatividade do valor de ru encontrado para

47

Com a chegada do ensaio triaxial não drenado a simulação de geração de poropressão passou a ser modelada com base nos parâmetros totais de resistência, obtidos no ensaio CU (consolidado não drenado). O uso dos parâmetros totais em análise de estabilidade não drenada é muito discutido no meio acadêmico. A concepção é que os parâmetros totais já incorporam o efeito da geração de poropressão. Neste sentido, a análise de estabilidade torna-se bastante simplificada. Krahn (2007) sugere que ao ser utilizado os parâmetros totais para determinado material, a linha freática seja desabilitada para o mesmo. Desta forma, a resistência ao cisalhamento é calculada com base na tensão total e nos parâmetros totais. Este procedimento é bastante razoável se for considerado que na condição não drenada não se tem mais a submersão do solo sobrejacente e assim, todo seu peso (solo e água) é induzido sobre a zona potencial de cisalhamento. Por outro lado, em sendo as condições de submersão mantidas, não faz sentido desabilitar o lençol freático nos estudos não drenados.

O programa Slope também permite a simulação da mobilização não drenada com base no parâmetro Bbarra. Este parâmetro representa a razão entre o excesso de poropressão e a variação da tensão principal maior, como mostra a Expressão (4.4).

1

u B

 



 (4.4)

48

em termos de geração de poropressão. Estes materiais tendem a ter parâmetros Bbarra menores ou até mesmo negativos a grandes deformações. Quando negativos, tem-se a geração de poropressão negativo (sucção). Como se saber, a sucção proporciona aumento aparente na resistência do solo. Neste caso, um estudo mais conservador seria em condições drenadas.

De forma aproximada, o programa Slope considera a tensão vertical como sendo igual à tensão principal maior. Assim, a Expressão (4.4) é reescrita na forma apresentada a seguir.

v

u B

 

 (4.5)

Em condições de laboratório, no ensaio triaxial CU o parâmetro Bbarra quantifica a geração de poropressão advinda de incremento na tensão vertical. Em condições de campo este efeito seria, por exemplo, semelhante à construção de um aterro sobre solo saturado fino. Sob o aterro haveria um aumento de tensão total com o conseqüente aumento de poropressão. Assim, as condições de laboratório e de campo estão bem semelhantes e o modelo está bem ajustado.

Por outro lado, em condições estáticas, o uso do parâmetro Bbarra significa incorporar ao sistema o efeito da geração de poropressão, ou seja, caso o talude venha a se movimentar em taxas significativas, ou venha a romper, a pressão gerada na zona cisalhante será aquela calculada pela Expressão (4.5). A pressão gerada é então somada à pressão estática.