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DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

ESTUDO DE TENSÃO DEFORMAÇÃO PARA

O 3o 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

OURO PRETO - Setembro de 2009.

iii

Catalogação: [email protected]

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.

CDU: 624.136

iv

“O caminho só existe, quando você passa.” S. Rosa / C. Amaral

v

Aos meus pais, que tão cedo me ensinaram o valor do estudo.

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.

Aos meus irmãos que sempre me apoiaram com seu carinho, respeito e amor. Sou

imensamente grato a vocês.

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,

considerando em tempo real de cálculo, os incrementos de tensões determinados pelo

processo de adensamento e avaliando os fatores de segurança da Barragem em diversas

etapas. Do ponto de vista qualitativo é sabido que solos argilosos compactados na

umidade ótima apresentam aumento de poropressão em função da elevação do aterro. O

aumento de poropressão tem sido modelado por parâmetros de poropressão ou

parâmetros de resistência totais. Nesta modelagem foi utilizada uma nova ferramenta

de trabalho que possibilita avaliar em tempo real a estabilidade de taludes compactados,

considerando de forma acoplada o aumento de poropressão advindo do alteamento e sua

velocidade de execução, concomitante à sua dissipação no tempo. Por se tratar de uma

ferramenta nova e tendo como base funções aproximadas, o estudo aqui desenvolvido

não é conclusivo, mas aponta na direção mais avançada e consistente de como estes

processos construtivos devem ser avaliados em projeto e segurança de barragens.

viii

ABSTRACT

The Itabiruçu dam, located in Itabira city, Brazil, is an iron tailing dam. In spite of the

necessity of increasing the dam storage capacity, recently the dam was uplifted in

eighteen meters. A large research was done about the original design and data of

characteristic materials and geotechnical parameters. To model this problem, a modern

computational system, GeoStudio 2007, was used as an important tool in this work. In

this modeling, the material layers and geotechnical parameter were reevaluated. The

elevation of the dam was made by downstream procedure. The chronology of the

modeling was similar to compaction in the field. The computational system allows

coupled flux with stress strain and pore pressure excess in the stability analysis. The

analysis of coupled flow, stress-strain, and stability of the downstream slope was done

as follows: before, during and after the end of the elevation of the dam. This study was

developed based on static pressure and the excess of pore pressure generated by the

elevation of the dam. An important coupled analysis with Sigma (pore water pressure

change) and Slope was done considering the real-time computation. The factors of

safety of the dam at various stages were calculated due to the compaction process. From

the qualitative point of view, it is known that clay soils compacted at optimum moisture

have increased pore pressure according to the elevation of the landfill. The increase in

pore pressure has been modeled by pore pressure parameters (Bbar, A, ru) or total

resistance parameters. The Sigma module presents a new working tool that allows real-

time assessing of the stability of compacted embankments, compared to the coupled

increase of pore pressure that comes from speed of the executive process of elevation of

the landfill, with concomitant dissipation of pore pressure with time. Since it is a new

tool based on approximate functions, the study developed here is not conclusive, but

points toward more advanced and consistent advice on how these processes should be

evaluated in design and safety.

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

Figura 4.1 – Seção transversal modelada 30 Figura 4.2 – Árvore de análises acopladas 31 Figura 4.3 – Exemplo de função de condutividade hidráulica 33 Figura 4.4 – Exemplo de função de teor de condutividade volumétrica 33 Figura 4.5 – Rede de fluxo – Cargas totais – Regime permanente inicial 34

Figura 4.6 - Poropressões – regime permanente inicial 34

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 Figura 4.16 - Recalque Período de construção – 76 dias. 40 Figura 4.17 - Recalque Período de construção – 498 dias. 40 Figura 4.18 – Localização dos pontos PZ-16F, P1 e P2. 41 Figura 4.19 – Comportamento do recalque no ponto PZ-16F. 41 Figura 4.20 – Recalques nos pontos P1 e P2. 42 Figura 4.21 – Recalques para o período de 350 depois de finalizado o 2º alteamento. 43 Figura 4.22 – Excessos de poropressão – 498 dias. 43 Figura 4.23 – Dissipação de poropressões – 858 dias. 44 Figura 4.24 - Recalques – 498 dias (instantâneo). 44 Figura 4.25 – Tensões totais verticais – 498 dias (instantâneo). 44 Figura 4.26 – Excessos de poropressão - 498 dias (instantâneo). 45 Figura 4.27 – Estabilidade no final do alteamento – Equilíbrio Limite M&P. 49 Figura 4.28 – Excesso de poropressão no final do alteamento. 50

Figura 4.29 – Estabilidade com análise acoplada Slope-Sigma. 51

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. 55 Figura 4.35 – FS Local - final da elevação 803; análise acoplada Slope-Sigma. 55 Figura 4.36 – Comparação entre a resistência disponível e a resistência mobilizada. 56 Figura 4.37 – Zonas de plastificação imediatamente após o alteamento até a elevação 56 Figura 4.38–Estabilidade após um ano de dissipação – análise acoplada Slope-Sigma 57 Figura 4.39 – Excesso remanescente de poropressão após um ano. 58 Figura 4.40 – FS Local – dissipação de um ano, análise acoplada Slope-Sigma. 58 Figura 4.41 – Estabilidade de longo prazo - análise acoplada Slope-Sigma. 59

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

Tabela 4.1 – Sequência cronológica do alteamento 32

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

’ Angulo de atrito efetivo do solo

us Poropressão estática

xiv

Lista de Anexos

Anexo I - Planta da barragem alteada

Anexo II - Seção de maior altura

Anexo III - Ficha técnica resumo da Barragem do Itabiruçu

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

3.3.1 – Fundação da Barragem 19

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


4.4.2 - 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


4.5.2 – Análises de estabilidade 49

CAPÍTULO 5 – CONCLUSÕES 61

5.1 - CONSIDERAÇÕES FINAIS 61

5.2 - RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS FUTUROS 65

xvii

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 67 ANEXOS

ANEXO I 69

ANEXO II 71 ANEXO III 73

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.

Este trabalho se insere totalmente no contexto apresentado acima por explorar as

diversas intervenções associadas ao alteamento de estrutura existente, tais como

utilização de recursos de estabilização, mecanismos de conexão e melhora da eficiência

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.

Dentre os aspectos que justificam a escolha da Barragem do Itabiruçu para este

estudo podemos destacar as características geotécnicas desfavoráveis da fundação, o

porte da estrutura, a disponibilidade de registros de construção, o desenvolvimento dos

estudos em paralelo a execução da obra bem como a considerável magnitude do

alteamento previsto.

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.

No Capítulo 5 são expostas as conclusões do estudo e sugestões para trabalhos futuros.

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.

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

(Google Earth, 2008).

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.

Enquanto a Barragem de Conceição foi planejada para contenção de rejeitos,

Itabiruçu teve como objetivo inicial a retenção de sedimentos de pilhas de estéril, de

maneira a preservar o reservatório do Rio do Peixe, localizado à jusante e utilizado para

captação da água industrial do complexo. Esta configuração prevaleceu até o início da

década de 1990 quando foi instalada em local próximo ao divisor de águas dos

reservatórios de Conceição e do Itabiruçu uma bateria de ciclones, destinado a segregar

as frações do rejeito bombeado da usina até este ponto. A fração grosseira do rejeito

(underflow) desde então, vem sendo lançada no reservatório do Itabiruçu e provocando

o assoreamento gradual do mesmo. A fração fina (overflow) vem sendo direcionada ao

reservatório de Conceição que tem recebido também o aporte dos sedimentos das pilhas

de estéril situadas ao seu redor. Da mesma forma, o reservatório do Rio do Peixe vem

perdendo gradualmente seu volume útil devido ao lançamento dos finos de minério

provenientes das descargas da Usina de Conceição ocasionadas pelas paradas acidentais

ou programadas da planta. O Balanço hídrico do Complexo está representado na Figura

2.2, que embora date de 2004, não possui alterações significativas nos principais fluxos

até a ocasião da elaboração deste trabalho.

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 .

No entanto, com a entrada em operação da planta, a crescente demanda de

produção resultou em geração de rejeitos consideravelmente acima da estimativa inicial

e em decorrência disto, foram feitos dois alteamentos emergenciais em aterro

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;

Proteção do talude de montante da Barragem entre a crista e a elevação 826,00m

com uma camada de enrocamento segregado;

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

O perfil geológico-geotécnico da área de influência do barramento é constituído

por uma camada de solos coluviais argilo-arenosos porosos com espessura,

aparentemente inferior a 5m, contendo uma lente reduzida de cascalho basal, sobreposta

a camadas de solos saprolíticos e de saprolitos. O embasamento é constituído por 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.

O talude de montante apresenta inclinação de 1V:2H, e o de jusante 1V:2H entre

a crista e a elevação 786,00m e 1V:2,5H abaixo desta elevação. No talude de jusante

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.

O nível máximo de água previsto no reservatório foi de 811,20m. O nível de

rejeitos previsto para a 1a Etapa foi na elevação 807,20m. A área e o volume do

reservatório para o nível d’água normal é de 1,95 milhões de metros quadrados e 46

milhões de metros cúbicos, respectivamente.

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.

No final de 2003 foram iniciados novos estudos para o projeto da 2a Etapa da

Barragem, considerando novos critérios de projeto, especialmente considerando como

vazão de projeto para dimensionamento do vertedouro a vazão de recorrência de 10.000

anos, bem como a verificação das estruturas da barragem e vertedouro operacional e de

desativação para a ocorrência da Vazão Máxima Provável - VMP.

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.

- Verificar as condições de segurança das obras de modo a serem adotadas medidas

corretivas em tempo hábil se necessárias.

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;

- Quatro medidores magnéticos de recalques, instalados dentro do maciço para

acompanhamento das deformações verticais das diversas camadas deste.

14

Capítulo 3

PARÂMETROS GEOTÉCNICOS REPRESENTATIVOS DOS MATERIAIS 3.1 INTRODUÇÃO

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.

O presente capítulo aborda a determinação do perfil de solo e parâmetros

geotécnicos mais representativos dos materiais constitutivos da barragem e sua

fundação. Os dados de geometria, parâmetros de materiais e condições de contorno,

considerados pela projetista, foram revistos visando a modelagem. Esta revisão foi

viabilizada devido à maior disponibilidade atual de informações em relação às

existentes na fase de projeto, bem como à adoção de uma análise mais apurada destes

dados concomitante com o uso de sofisticadas ferramentas computacionais.

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.

Idealização e implementação. Modelo conceitual, físico ou matemático.

16

E =

68

0000

E =

67

9800

85 0

845

840

835

830

825

E =

67

9500

E =

67

9600

810

830E

= 6

797

00

810

770

775805795

800

790 785 780

775

775

780

785

790795

800

805810

81582

0

77 0

820815

8108

05

830

825

AC

ES

SO

GA

LER

IA

BUEIRO Ø 0,60

805

760

765

840

825

830

810

815

820

825

EL. 826,50

EL. 833,00

EL. 833,00

EL. 775,00

est - 5

est - 10

est - 1

5

est - 2

0

est - 2

5

est - 3

0

est - 3

5

EL. 773,00

EL. 770,00

EL. 826,50EL. 825,00

790

EL. 7

62,50 EL. 7

77,00

EL

. 768,00

EL. 7

68,00

est -

40

est - 45

est. V0+ 00

est. V5

est. V10

est. V15

est. V20

EL. 7 68,00

EL. 774,00

EL. 7

61,00

EL. 783,00

EL. 793,0

0

EL. 803,00

EL. 813,00

EL. 823,0

0EL. 8

33,00

0 10 20 30 80m40

ESCALA GRÁFICA

1:1000

EL. 764,00

N

A

B

ACESSO PRINCIPAL EXISTENTE

BUEIRO Ø 0,60

AC

ES

SO

PR

INC

IPA

L PR

INC

IPA

L

185C-17-0422

185C-17-0422

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H 1V : 2

H

1V : 2H

1V : 2,5H

1V : 2,5H

1V : 2,5H

1V

: 1,5H

1V : 1,5H

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

E185C-17-0431

C185C-17-0431

D185C-17-0431

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

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.

A jusante do barramento, mais próximo à margem direita as sondagens SR-12 e

SR-13 confirmaram a existência de espessa camada de aterro sem compactação

proveniente da decapagem do terreno original sobre o qual irá se apoiar boa parte do

alteamento final. A existência desta camada de material não compactado, com espessura

entre 4 e 8 metros, entulhando o fundo do vale a jusante é a causa mais provável do

afloramento do nível freático na elevação 772/768m promovida pelo estrangulamento

da seção natural de escoamento do talvegue.

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

Para determinação dos parâmetros geotécnicos representativos dos materiais

constitutivos da barragem e sua fundação foram utilizados dados de ensaios realizados

para a construção da barragem, bem como informações laboratoriais mais recentes

executados para o projeto de alteamento. Como a elaboração deste trabalho ocorreu em

paralelo às obras, foi também possível obter dados de ensaio representativo do material

utilizado no aterro compactado do alteamento.

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).

Em relação à condutividade hidráulica dos materiais de fundação, a literatura

(ex. Cruz, 1996) apresenta a ordem de grandeza 1e-7m/s para condutividade hidráulica

do silte (silte grosso). Assim, a condutividade do Solo Saprolítico Superior foi

considerada igual a este valor e para o Solo Saprolítico Inferior uma ordem de grandeza

menor. A porosidade foi estimada com base no SPT que indicou materiais

medianamente compactos a compactos, a partir de correlações apresentados por Lambe

e Whitman (1969).

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' grausSPT (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)6SPT.(300E (3.3)

Os parâmetros geotécnicos de resistência, deformabilidade e permeabilidade dos

materiais de fundação estão resumidamente apresentados na Tabela 3.1.

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).

Os dados de condutividade hidráulica foram obtidos de consulta a literatura.

Para os espaldares (silte areno argiloso) a condutividade foi estimada em 1e-6m/s

(Freeze e Cherry, 1979). Para o núcleo (argila arenosa) a condutividade foi considerada

igual a 1e-7m/s. As porosidades foram consideradas iguais a 0,50 e 0,46, para os

espaldares e o núcleo, respectivamente (Das, 2007). Ensaios recentes realizados no

material do terceiro alteamento evidenciaram uma anisotropia de condutividade do solo

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.

O módulo de elasticidade foi considerado igual a 6000kPa, com base em Bowles

(1997), Sherif e Kong (1975), Kédzi (1975), todos citados em Hachichi e outros (1998).

O coeficiente de Poisson para areias varia de 0,3 a 0,4 (Bowles, 1997). Neste caso, o

valor típico 0,33 foi utilizado.

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 E'

(kPa)

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 003/69-RE-24-054/08-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).

Na Tabela 3.4 tem-se um resumo da localização da retirada das amostras

indeformadas. Um ponto a ser comentado é a reclassificação de todos os materiais após

o ensaio de granulometria. Observa-se uma maior predominância do material argila

areno siltosa.

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


3 Areia Silto Argilosa 20,9 0,43 7,29E-09 1,41E-08 0,52




7 Argila Silto Arenosa 29,6 0,53 2,07E-09 3,00E-09 0,69


Médias 25,8 0,48 3,86E-09 8,12E-09 0,50

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


3 Areia Silto Argilosa 15,71 18,99 25 31,0




7 Argila Silto Arenosa 14,23 18,44 7 34,4


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

25 x 1165 2139 1244 1869 2500 3425

50 10707 1801 4689 2219 2643 4346 3827

100 9615 2384 3971 2986 3444 4586 3780

200 12887 3764 4586 3915 4770 6385 3780

400 15924 5154 6241 4129 3860 8655 4000

800 15723 6865 9410 5497 5287 11942 5487

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)

Mó

du

lo d

e E

last

icid

ade

(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.

Uma vez que os ensaios oedométricos fornecem o módulo de elasticidade

unidimensional, faz-se necessário obter o módulo de Young, a ser utilizado no modelo

elástico linear. Cruz (1996) sugere a equação 3.4 que, a partir do coeficiente de Poisson

e do módulo de elasticidade Ev permite determinar o módulo de Young. Para o material

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

21

2

VEE (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 137850 1207 3142 1487 1771 2912 2564 2180

100 1597 2661 2001 2307 3073 2533 2362200 2522 3073 2623 3196 4278 2533 3037400 3453 4181 2766 2586 5799 2680 3578800 4600 6305 3683 3542 8001 3676 4968

Os dados apresentados na Tabela 3.8 estão representados graficamente na Figura

3.6. Para o estudo em questão, o módulo representativo foi calculado com base nas

tensões efetivas médias no alteamento. Esta tensão foi igual a 300kPa. Aplicando esta

tensão na equação da linha de tendência, como apresentada na Figura 3.6, tem-se a

magnitude de 3750 kPa.

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 E'

(kPa)

Coef.

De Poison

kh (m/s) n kv/kh

Argila areno siltosa Aterro 18,8 18,0 33,2 3750 0,3 8,1E-9 0,48 0,5

29

Capítulo 4

ESTUDO DA ESTABILIDADE DA BARRAGEM DO ITABIRUÇU

4.1 INTRODUÇÃO

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;

Os estudos geotécnicos elaborados pela empresa projetista para o alteamento até

a EL 833,00m incluíram a análise de estabilidade do talude de jusante utilizando o

programa “Estável” e análise de fluxo pela fundação utilizando programa “PercPlan”

ambos de autoria de Hachich, W. (1992). Também foi avaliada a previsão de recalques

baseada na teoria de adensamento de Terzaghi em seção transversal; no entanto, não foi

utilizada nenhuma ferramenta numérica ou qualquer sofisticação adicional de cálculo.

Um dos objetivos de tal análise foi prever os recalques na região da galeria de descarga

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

ArgilaArenosa

Aterro Lançado

Primeiro e Segundo alteamentos - EL 817,5 mTerceiro 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

Ele

vaçã

o

730

740

750

760

770

780

790

800

810

820

830

840

Figura 4.1 – Seção transversal modelada.

4.2.2 – Análises Acopladas

Um dos grandes avanços do Geostudio 2007 em relação às versões anteriores foi

a introdução do conceito de árvore de análises que permite clonar uma análise, alterar

dados da cópia e acoplá-la a outra (parent).

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.

A partir dos dados obtidos nos relatórios de ensaios para o terceiro alteamento

(Engesolo, 2008) foi possível simular os tempos acumulados de execução da obra

resumidos na tabela 4.1 e incorporados à modelagem (números de dias indicados entre

colchetes na Figura 4.2).

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.

Em todas as análises utilizou-se o modelo Saturado/Não Saturado. Este modelo

considera a condutividade hidráulica nas zonas saturada e não saturada. Para cada

material o programa permite determinar funções de condutividade hidráulica e teor de

umidade volumétrico a partir do coeficiente de condutividade hidráulica e teor de

33

umidade volumétrica saturado de cada material (vide Capítulo 3 - Parâmetros dos

materiais) utilizando funções internas.

Argila Areno Siltosa - 3º A lteamento

X-C

ondu

ctiv

ity (

m/d

ays)

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 10000.1 1 10 100

Figura 4.3 – Exemplo de função de condutividade hidráulica.

Argila Areno Siltosa - 3º A lteamento

Vol

. Wat

er C

onte

nt (

m³/

m³)

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 10000.1 1 10 100

Figura 4.4 – Exemplo de função de teor de condutividade volumétrica.

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

Surgência observada no campo

e incorporada ao modelo.

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 observar 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.

775

775 790

810

Figura 4.8 - Rede de fluxo para cargas totais – regime permanente final.

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-041.0e-06 1.0e-05Y

(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.

A Figura 4.11 mostra o perfil de velocidade na direção X na face de montante do

sistema de drenagem inclinado. Observa-se uma velocidade mais significativa na região

do primeiro alteamento (entre cotas 811 e 803m). Esse aumento de velocidade se deu

em função da maior condutividade do material do 1º alteamento em duas ordens de

grandeza. Este aumento na condutividade pode justificar o afastamento da linha freática

nesta região. Observa-se ainda que o pico de velocidade horizontal apresentado na cota

800m se deve à proximidade com o tapete inclinado.

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

0 0.001 0.002 0.003 0.004 0.005 0.006 0.007

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).


PZ-12F*

EL. 813

EL. 793

EL. 783





ArgilaArenosa

Aterro Lançado




* P1* PZ-13M

EL. 803

EL. 823

PZ-15M*

* PZ-14F

PZ-16F*


* P2

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Ele

vaçã

o

730

740

750

760

770

780

790

800

810

820

830

840

Figura 4.13 - Modelo Sigma para Tensões in situ.

Os resultados das análises mostraram tensões totais e efetivas verticais máximas

da ordem de 1200kPa e 900kPa, respectivamente, ambas situadas na região da camada

inferior de solo saprolítico sob o eixo do núcleo original da barragem (Figuras 4.14 e

4.15).

39

0

400

800

1000 1200

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Ele

vaçã

o

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

Ele

vaçã

o

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.

4.4.3 – Tensões deformações de período de construção e dissipação de poropressões

Neste estudo foi utilizada a análise denominada “Coupled Stress/PWP” (Tensão

Deformação com Adensamento Acoplado), esta análise acopla o processo de

adensamento simultâneo com os incrementos de tensão no tempo. Assim, o sistema

calcula os excessos de poropressão e sua dissipação subsequente e os respectivos

recalques no tempo. Para ajustar-se a esta análise, os materiais são modelados por

“Effective Parameters with pwp change” (Categoria Parâmetros Efetivos em Condições

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

Ele

vaçã

o

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

Ele

vaçã

o

730

740

750

760

770

780

790

800

810

820

830

840

Figura 4.17 - Recalque Período de construção – 498 dias.

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



ArgilaArenosa

Aterro Lançad

817,5 mTerceiro 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.

Rec

alqu

e (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.

A simulação numérica sugere que o recalque estabiliza em torno de 600 dias

com magnitude de 0,50m. Os trechos em escadas bem definidas correspondem aos

alteamentos iniciais que induzem maiores cargas neste ponto analisado. O último

alteamento se dá após 498 dias. Assim, o recalque por adensamento neste ponto se dá

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.

RecalqueP1 : Node897 (264,798)

RecalqueP2 : Node680 (227,793)

Rec

alqu

e (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.

Neste estudo optou-se por fazer esta simulação com dois alteamentos por berma.

Assim, exceto para o primeiro, cada alteamento foi de 5 metros. As curvas de isovalores

apresentadas na Figura 4.21 mostram ligeira oscilação, porém com a distribuição

consistente dos recalques esperados. Quanto maior o número de camadas, mais próximo

o modelo estará das condições de campo. No entanto, tem-se que ponderar sobre este

quantitativo para que o estudo numérico seja viável e ao mesmo tempo consistente.

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

Ele

vaçã

o

730

740

750

760

770

780

790

800

810

820

830

840

Figura 4.22 – Excessos de poropressão – 498 dias.

As situações analisadas para o final de construção são relativas ao período de

dissipação de poropressões. O período analisado abrange os 360 dias após a conclusão

do alteamento. As poropressões de fim de alteamento decaem a um valor máximo de

80kPa ao fim do período.

44

20

80

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Ele

vaçã

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

Ele

vaçã

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

Ele

vaçã

o

730

740

750

760

770

780

790

800

810

820

830

840

Figura 4.25 – Tensões totais verticais – 498 dias (instantâneo).

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

Ele

vaçã

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

su

ur

(4.1)

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.

ur.nmFS (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).

)'tan(..r1'c vur (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

condição de risco das cartas, com as condições reais de campo.

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

uB

(4.4)

Este parâmetro é obtido em ensaios triaxiais não drenados (CU) na fase de

cisalhamento. O parâmetro Bbarra é bastante complexo, sendo função do histórico de

tensões, da trajetória de tensão e do nível de tensão. Solos normalmente adensados

mostram parâmetros Bbarra positivos e entre 0,5 e 1. Solos pré-adensados, ensaiados

com tensões de confinamento inferiores à tensão de pré-adensamento, mostram

parâmetros Bbarra baixos ou mesmo negativos, quando a amostra tende a dilatar no

cisalhamento. Para uma análise mais adequada é importante avaliar bem a taxa de

mobilização de campo. O parâmetro é sensível à taxa de mobilização de resistência. Em

condições de comportamento normalmente adensado o valor mais conservador seria o

de ruptura, quando o parâmetro atinge seu valor máximo. No entanto, em condições de

comportamento pré-adensado, baixas mobilizações geram condições mais desfavoráveis

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

uB

(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.

Para situação de carregamento, a modelagem aqui apresentada é bem mais

sofisticada, pois a geração de poropressão é obtida diretamente da equação de

adensamento formulada no programa Sigma (“Coupled Stress/PWP” - Tensão

Deformação com Adensamento Acoplado). Como mencionado, esta análise acopla o

processo de adensamento simultâneo com os incrementos de tensão no tempo. Com

49

base neste modelo, o programa Slope pode avaliar a estabilidade do talude alteado e

existente no tempo.

4.5.2 – Análises de estabilidade

O estudo por equilíbrio limite, método de Morgenstern e Price (M&P), mostra

que no final do alteamento (EL 833m) a superfície potencial de ruptura é relativamente

global, com raio elevado (tipo planar) e rasa, com cerca de 14 metros de profundidade

(Figura 4.27). O fator de segurança encontrado é baixo, igual a 1,11. Este fator

corresponde a uma taxa de mobilização de resistência de 90%.

1.109


PZ-12F*

EL. 813

EL. 793

EL. 783





ArgilaArenosa

Aterro Lançado




* P1* PZ-13M

EL. 803

EL. 823

PZ-15M*

* PZ-14F

PZ-16F*


* P2

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Ele

vaçã

o

730

740

750

760

770

780

790

800

810

820

830

840

Figura 4.27 – Estabilidade no final do alteamento – Equilíbrio Limite M&P.

Como sabido, o solo compactado está em condições não saturadas, no entanto,

como ilustrado na Figura 4.28, o modelo mostra que mesmo nesta condição é possível

ocorrer geração de poropressão. A poropressão ilustrada na Figura 4.28 refere-se a

existente na zona potencial de ruptura no final do alteamento, aos 498 dias de iniciada a

obra.

50

Por

opre

ssão

(kP

a)

Coordenada X (m)

0

20

40

60

80

100

120

140

220 240 260 280 300 320 340 360

Figura 4.28 – Excesso de poropressão no final do alteamento.

O programa Slope tem uma rotina que possibilita importar do programa Sigma,

além das poropressões as tensões totais (análise Sigma/W Stress). Desta forma, o

sistema avalia a estabilidade na base de cada fatia, individualmente, e fornece o fator de

segurança médio e local. Este tipo de análise será aqui denominada “análise acoplada

Slope-Sigma”. O resultado desta análise está ilustrado na Figura 4.29. O fator de

segurança encontrado foi bastante baixo e igual a 1,022, que representa uma taxa de

mobilização de 98%. Em comparação com o método de M&P a superfície potencial

mostra-se mais rasa, com cerca de 12 metros, mas iniciando e saindo nas mesmas

regiões do talude.

51

1.022


PZ-12F*

EL. 813

EL. 793

EL. 783





ArgilaArenosa

Aterro Lançado




* P1* PZ-13M

EL. 803

EL. 823

PZ-15M*

* PZ-14F

PZ-16F*


* P2

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Ele

vaçã

o

730

740

750

760

770

780

790

800

810

820

830

840

Figura 4.29 – Estabilidade com análise acoplada Slope-Sigma.

A poropressão na zona potencial está apresentada na Figura 4.30. Em

comparação com o método de M&P a poropressão mostra-se pouco inferior. Em termos

de pico tem-se 127kPa contra 119kPa. Por se tratar de zona não saturada, o menor valor

encontrado para superfície mais rasa não está ligado à posição da linha freática, mas sim

à distância da superfície drenante. Neste caso, a superfície mais rasa, por estar mais

próxima da superfície drenante (superfície do talude) tem mais facilidade de dissipar as

pressões geradas. Observa-se que o fato da poropressão ser menor na análise acoplada

Slope-Sigma não significou melhor condição de estabilidade. Apesar deste

comportamento não ser o esperado tem-se que ponderar que se trata de modelos de

análise diferentes, não sendo escopo deste trabalho avaliá-los em sua concepção.

52

Por

opre

ssão

(kP

a)

Coordenada X (m)

0

20

40

60

80

100

120

220 240 260 280 300 320 340 360

Figura 4.30 – Poropressão final do alteamento - análise acoplada Slope-Sigma.

No estudo por análise acoplada Slope-Sigma o sistema apresenta o fator de

segurança local na base de cada fatia. No modo padrão o programa trabalha com 30

fatias. Estes resultados estão apresentados na Figura 4.31. Para primeira fatia, que está

na faixa de alteamento, o programa encontrou fator de segurança superior a 1,5. Nas

fatias seguintes o valor do FS decai chegando a 0,9 e a partir daí tomando uma

tendência crescente até atingir o valor de 1,1. As variações podem estar associados à

não convergência do resultado e à própria oscilação do programa Sigma, em face do

imediato carregamento na região superior, gerando tensões não consistentes nesta região

de topo, no tempo requerido para análise.

53

Fat

or d

e S

egur

ança

Distância X (m)

0.9

1

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

220 240 260 280 300 320 340 360

Figura 4.31 – FS Local - final do alteamento; análise acoplada Slope-Sigma.

A condição da estabilidade na superfície potencial de ruptura pode também ser

avaliada comparando-se a resistência ao cisalhamento disponível com a resistência

mobilizada, na base de cada fatia. Este estudo está apresentado na Figura 4.32. O

resultado mostra que a condição de estabilidade é bem desfavorável desde o topo, até a

coordenada x igual a 278. Neste trecho a superfície encontra-se teoricamente

plastificada, sendo suportada pelo trecho inferior.

kPa

X (m)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

220 240 260 280 300 320 340 360

Resistência aoCisalhamento :Shear Strength

ResistênciaMobilizada : ShearMobilized

Figura 4.32 – Comparação entre a resistência disponível e a resistência mobilizada.

54

A possível plastificação sugerida até a coordenada x igual a 278 metros,

localizada na berma de elevação 813, é confirmada pelo modelo elasto-plástico

utilizado no estudo, como ilustrado na Figura 4.33.

Figura 4.33 – Zonas de plastificação imediatamente após o final do alteamento.

A estabilidade da obra foi também avaliada em sua fase intermediária. Assim,

um novo estudo foi desenvolvido para o tempo 270 dias, momento da finalização da

elevação 803 conforme a simulação do cronograma da obra. Neste estudo foi utilizada a

análise acoplada Slope-Sigma. Como ilustrado na Figura 4.34, o fator de segurança

mostra-se baixo, igual a 1,06, com taxa de mobilização da resistência igual a 94%.

55

1.060

200 250 300 350 400

Figura 4.34 – Estabilidade em situação intermediária - análise acoplada Slope-Sigma.

A Figura 4.35 ilustra o comportamento do fator de segurança local. O fator

mostra-se predominantemente crescente com a distância. Similar ao comportamento

observado na fase final de alteamento, tem-se FS decrescentes nas primeiras fatias e

crescente a partir da coordenada X igual a 302m.

Fat

or d

e S

egur

ança

Distância X (m)

0.9

1

1.1

1.2

1.3

1.4

290 300 310 320 330 340 350 360

Figura 4.35 – FS Local - final da elevação 803; análise acoplada Slope-Sigma.

56

As Figura 4.36 e 4.37 mostram a comparação entre a resistência disponível e

mobilizada e a zona de plastificação entre o topo (berma da elevação 803) e a

coordenada X igual a 310m. Teoricamente esta zona está plastificada e sendo suportada

pela região subseqüente até alcançar o pé do talude.

kPa

X (m)

0

10

20

30

40

50

60

290 300 310 320 330 340 350 360

Resistência aoCisalhamento :Shear Strength

ResistênciaMobilizada : ShearMobilized

Figura 4.36 – Comparação entre a resistência disponível e a resistência mobilizada.

As zonas de plastificação que ocorrem imediatamente após o alteamento ter

alcançado a elevação 803 estão apresentadas na Figura 4.37.

Figura 4.37 – Zonas de plastificação imediatamente após o alteamento até a elevação

803.

57

O estudo a seguir avalia a condição de estabilidade após passado um ano,

quando se tem dissipado praticamente todo o excesso de pressão gerado em função do

alteamento da barragem de Itabiruçu. O estudo mostra que o fator de segurança eleva-se

de 1,02 para 1,23, o que representa um aumento de 20% (Figura 4.38). Nesta condição a

taxa de mobilização de resistência chega a 82%, ainda abaixo da requerida em

engenharia de mineração.

1.226

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Ele

vaçã

o

730

740

750

760

770

780

790

800

810

820

830

840

Figura 4.38 – Estabilidade após 1 ano de dissipação – análise acoplada Slope-Sigma.

O gráfico apresentado na Figura 4.39 mostra que, mesmo após um ano, têm-se

na zona compactada (alteada) excessos de poropressão remanescentes. O valor máximo

chega a 58kPa, contra 119kPa, calculado para situação imediatamente após o final do

alteamento.

58

Por

opre

ssão

(kP

a)

Coordenada X (m)

25

30

35

40

45

50

55

60

220 240 260 280 300 320 340

Figura 4.39 – Excesso remanescente de poropressão após um ano.

O comportamento do fator de segurança local está ilustrado na Figura 4.40. O

fator varia de 1.54, referente à segunda fatia, e 1,07, referente à penúltima fatia, com

média de 1,23.

Fat

or d

e S

egur

ança

Distância X (m)

1

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

220 240 260 280 300 320 340

Figura 4.40 – FS Local – dissipação de 1 ano, análise acoplada Slope-Sigma.

Um novo estudo foi desenvolvido no sentido de se avaliar a condição de

estabilidade após dissipação total do excesso de pressão gerado em função do

alteamento da barragem de Itabiruçu. O estudo mostra que o fator de segurança eleva-se

59

de 1,02 para 1,29, o que representa um aumento de 26% (Figura 4.41). Nesta condição a

taxa de mobilização de resistência chega a 78%, mais próximo ao que se pode

considerar satisfatório para engenharia de barragens.

1.284

Distância

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Ele

vaçã

o

730

740

750

760

770

780

790

800

810

820

830

840

Figura 4.41 – Estabilidade de longo prazo - análise acoplada Slope-Sigma.

Os estudos de estabilidade desenvolvidos neste capítulo não convergiram para os

resultados obtidos pela projetista no seu dimensionamento, que resultou em Fatores de

segurança da ordem de 1,5. Tendo em vista a obra ter sido executada parcialmente até a

EL 824m e acompanhada sem relato de qualquer anomalia, podemos apontar alguns

possíveis fatores que levaram à obtenção de FS inferiores na análise aqui apresentada,

quais sejam:

- A utilização de correlações empíricas relacionando parâmetros de

deformabilidade ao SPT, dada a pouca disponibilidade de ensaios para definição

destes.

- A utilização de funções aproximadas para Condutividade Hidráulica e Teor de

Umidade Volumétrica, sem dados de ensaios para sua aferição.

60

- A influência do tempo de execução do aterro no adensamento e dissipação do

excesso de poropressão uma vez que a obra foi realizada em prazo superior ao

estimado.

- A não consideração da variação do parâmetro E com os níveis de tensão ao

longo do aterro.

Cabe ressaltar no entanto que a análise não é direcionada ao dimensionamento ou

verificação do trabalho da projetista, mas sim a explorar e desenvolver um tipo de

modelagem mais sofisticada a partir de dados disponíveis. Tal modelagem, uma vez

alimentada por dados de entrada obtidos de uma campanha de ensaios determinada

previamente em função da necessidade do projeto, tende a ser para uma poderosa

ferramenta de avaliação de segurança de Barragens

61

CAPÍTULO 5

CONCLUSÕES

5.1 - CONSIDERAÇÕES FINAIS

O trabalho desenvolvido nesta dissertação permitiu consolidar e explorar os

conceitos e as conexões entre diversas áreas da Geotecnia em um caso real e relevante

de obra geotécnica de barragem para mineração. O alteamento do Itabiruçu em dezoito

metros e meio em uma extensão de crista de aproximadamente 760m, constitui uma das

obras de barragem de maior importância no cenário nacional nos últimos tempos,

justificando por si só, um estudo de caso detalhado como o que foi aqui elaborado.

Conforme apresentado no Capítulo 2, a barragem do Itabiruçu atual e as

modificações propostas para o alteamento da mesma possuem características que a

tornam objeto de grande interesse para estudos geotécnicos. A fundação atual em solo

saprolítico, a existência de uma espessa camada de aterro sem compactação no vale à

jusante e que serviu de fundação para o alteamento atual e a existência de surgência no

pé do talude de jusante foram analisados, caracterizados e reproduzidos na modelagem.

Ainda no Capítulo 2 são apresentados os aspectos geológicos e geotécnicos da

região do barramento e as intervenções associadas ao alteamento que visam preparar a

barragem para o seu uso final e descomissionamento, tais como a implantação do

vertedouro de superfície, conexão dos sistemas de drenagem horizontal existente e

novo, execução de poços de alivio e DHPs na ombreira esquerda. Destaca-se que

algumas destas intervenções representam mudanças na concepção inicial de projeto da

barragem.

Partindo da principio de que a confiabilidade dos resultados deste estudo está

diretamente relacionada à melhor caracterização possível dos materiais de fundação e de

62

construção, à determinação do perfil mais representativo do barramento e a uma

modelagem criteriosa, o Capítulo 3 foi dedicado a explorar estes aspectos buscando

tratar a massa de dados disponível do projeto inicial e do atual bem como suprir lacunas

de informação através da consulta à literatura técnica, objetivando a representatividade

adequada dos parâmetros geotécnicos.

Ficou claro nesta etapa do trabalho que o grande número de investigações de

campo e ensaios antigos e atuais não foi suficiente para caracterizar os materiais. Talvez

devido ao fato de que análises tensão-deformação não fazem parte dos estudos mais

comuns em projetos geotécnicos. Constatou-se que a campanha de investigações para o

projeto de alteamento foi mais voltada para o perfilamento do solo através da execução

de um número considerável de Sondagens à Percussão do que para caracterização de

materiais. Os poucos ensaios triaxiais disponíveis se concentraram na região próxima da

galeria de descarga e ensaios para determinação de parâmetros de deformabilidade

foram ainda mais raros.

Finalmente no Capítulo 4 são desenvolvidas as análises que constituem o cerne

deste trabalho. A definição do que incluir na modelagem em termos de geometria, tipos

e quantidades de camadas, condições de contorno, materiais e critérios de análise dentre

outros foi um dos pontos críticos da pesquisa. A sensibilidade do modelo a estes itens,

comprovada em diversas simulações intermediárias comprovou assertividade da teoria

de Burland apresentada no Capítulo 3. O poder e a variedade de recursos disponíveis no

sistema computacional utilizado foi algo que chamou bastante a atenção. A quantidade

de ferramentas e facilidades disponíveis torna possível modelar e aplicar praticamente

todos os principais conceitos geotécnicos aceitos atualmente. No entanto, a facilidade

do sistema poderoso deve ser utilizado com prudência e ponderação. Obviamente o

embasamento teórico do usuário e uma avaliação criteriosa da consistência dos “inputs”

e “outputs” são absolutamente necessários uma vez que qualquer falha desapercebida

pode derrubar todo o trabalho elaborado.

As análises de fluxo incorporaram nas condições de contorno observações de

campo e informações de relatórios técnicos relativas às cargas e surgência observadas.

63

Os resultados tanto do regime inicial quanto final, mostraram uma rede de fluxo

bastante compatível com a configuração esperada em termos de linha freática e

confirmaram a boa eficiência do sistema de drenagem na manutenção desta à montante

da linha de filtros vertical/inclinado, embora no tocante à perda de carga o mesmo não

tenha sido observado, uma vez esta se apresentou ainda considerável na zona não

saturada.

As análises de tensão-deformação confirmaram a validade de discretizar o

alteamento em um número de camadas adequado ao esforço de cálculo e à acurácia dos

resultados esperados. No caso em questão a simulação do alteamento em camadas levou

a estimativas de recalques inferiores às da simulação do alteamento em uma única

camada, embora os resultados em relação às tensões totais tenham sido similares. A

configuração das curvas de isovalores de recalques se mostraram bastante compatíveis

com resultados esperados para este tipo de estrutura e os valores obtidos pontualmente

mostraram recalques consideráveis, chegando a 1,8m no maciço novo. Tais números

remetem às medidas de reforço previstas pela projetista para a galeria de drenagem que

se situa próxima a esta seção.

A análise de estabilidade foi desenvolvida utilizando recursos mais sofisticados

oferecidos pelos programas Sigma e Slope. A rotina utilizada permitiu acoplar o

processo de adensamento simultaneamente aos incrementos de tensão no tempo. Nesta

abordagem, os fatores de segurança de período de construção se apresentaram menores

que valores usuais para projetos de mineração. Já na análise complementar, feita

considerando a dissipação total do excesso de poropressões, o valor encontrado foi

razoavelmente satisfatório. Ressalta-se que parte das premissas adotadas na modelagem

não se realizaram no decorrer da obra. Uma das premissas não confirmadas diz respeito

à cronologia simulada do alteamento que na prática, se realizou em tempo bastante

superior ao previsto. Da mesma forma, por razões econômicas, o alteamento foi

interrompido na EL 824m, tendo sido introduzidas adequações de projeto visando a

operação da barragem nesta cota de crista por tempo indeterminado. Estas mudanças,

por terem sido notificadas após a fase de modelagem, não foram incorporadas,

principalmente por se considerar que o objetivo maior do trabalho é a exploração de

64

uma nova modelagem de estudo de tensões deformações e estabilidade utilizando

informações o mais próximo possível de condições reais de campo, sem no entanto

configurar-se como trabalho de dimensionamento de estrutura. Outro aspecto que se

destaca é a utilização de funções de condutividade e teor de umidade volumétrico

internas ao software, sem ter havido a possibilidade de calibração destas curvas com

dados com instrumentação de campo. É sabido que a condutividade hidráulica, bem

com a velocidade de execução exercem significativa influência na geração e dissipação

de poropressão e portanto, nos níveis de segurança do talude.

Em uma visão geral, pode-se considerar este trabalho como complemento dos

estudos desenvolvidos pela projetista a quem cabe o mérito pela consistência do projeto.

Os refinamentos e sofisticações de cálculo implementados permitiram explorar o

assunto por ângulos diferentes e possibilitaram abordagens novas no estudo de

estabilidade da barragem do Itabiruçu.

Do ponto de vista qualitativo é sabido que solos argilosos compactados na

umidade ótima apresentam aumento de poropressão em função da elevação do aterro.

Ensaios de laboratório UU e estudos de instrumentação de campo, realizados em solos

não saturados, mostram que estes são suscetíveis à geração de poropressão quando

carregados na fase de confinamento e cisalhamento. Usualmente os parâmetros totais ou

parâmetros de poropressão (Bbarra ou ru) são utilizados para simular a condição de

mobilização não drenada. Na modelagem apresentada, a geração de poropressão

advinda do alteamento e sua dissipação concomitante são obtidas diretamente da

equação de adensamento e utilizadas para avaliar em tempo real a estabilidade do aterro

em execução. As tensões de cisalhamento calculadas do processo de adensamento

simultâneo com os incrementos de tensão no tempo são exportadas para o módulo de

análise de estabilidade e computadas na base de cada fatia para determinação do fator de

segurança à ruptura.

Na prática, o modelo permite considerar o importante componente da velocidade

de execução do aterro em uma análise acoplada de fluxo, tensão-deformação e

estabilidade, partindo da condição inicial de campo e chegando até a dissipação total

65

das poropressões geradas pelo alteamento em todas as suas etapas. Embora sendo uma

ferramenta nova ainda não totalmente difundida na comunidade de projeto e consultoria

de barragens o estudo desenvolvido aponta na direção avançada e consistente de como

estes processos construtivos podem ser avaliados em projeto e segurança de barragens.

5.2 - RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Complementando os estudos desenvolvidos neste trabalho, sugere-se uma

avaliação comparativa entre os resultados de uma modelagem computacional com

dados de instrumentação de campo implantadas na obra atual e monitoradas em uma

série de leituras adequada para análise.

Outra implementação de interesse seria um estudo para determinar a

velocidade crítica de alteamento em termos de geração de excesso de poropressão e

estabilidade, tendo em vista a influência do tempo de execução das camadas sobre estes

parâmetros, confirmada no Capítulo 4.

A questão do fluxo na barragem poderia também ser objeto de um estudo em

particular, uma vez que grande parte das intervenções realizadas relaciona-se com este

assunto. Um modelo tridimensional de fluxo que incorpora-se os dois sistemas de

drenagem horizontal e sua interligação por poços, a barreira da cortina de injeção

executada na ombreira esquerda, os poços de alivio na ombreira direita, os Drenos

Horizontais Profundos na ombreira esquerda conectados à galeria, os filtros vertical e

inclinados desconectados e o dique ao fim do talude de jusante entre outros, certamente

permitiria uma compreensão maior da eficácia conjunta destes dispositivos.

Da mesma forma, o problema dos recalques na galeria de drenagem, não

explorado neste trabalho poderia ser objeto de um estudo específico. Normalmente a

análise geotécnica e o dimensionamento e verificação de estruturas de concreto armado

são tratados de maneira separada no projeto de barragens. Uma análise que consolidasse

66

em uma mesma modelagem as estruturas geotécnicas com as obras de arte, fazendo uso

dos recursos computacionais disponíveis atualmente, seria inovadora.

67

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

AUTORES

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Gestão do Projeto e Execução – PINI.

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Edição – Terratek - São Paulo – Brasil - Disponível em: <http://www.terratek.com.br/>. Acesso em: 25 de Junho de 2008.

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68

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EMPRESAS

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16. ENGECORPS (2004,a) – 647-CRV-BIT-RT-E222 - Barragem do Itabiruçu –

Alteamento Final – EL. 833,00 m - Projeto Executivo – Volume 1 – Síntese dos Estudos Desenvolvidos e Memorial Descritivo

17. ENGECORPS (2004,b) – 647-CRV-BIT-MC-E241 - Barragem do Itabiruçu –

Alteamento Final – EL. 833,00 m - Projeto Executivo – Volume 12 – Memória de Cálculo – Geotecnia

18. ENGECORPS (2004,c) – 647-CRV-BIT-A1-E044 - Barragem do Itabiruçu –

Projeto Executivo – Seção Geológico-Geotécnica F. 19. ENGECORPS (2004,d) – 647-CRV-BIT-A1-E088 - Barragem do Itabiruçu –

Projeto Executivo – Blocos Indeformados da Barragem de Fundação – Ensaios Especiais.

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22. MILDER KAISER (1977) – RL-185C-17-0045 – Projeto Conceição – Barragem do Itabiruçu – Relatório no 1 – Seleção do Local de tipo da Barragem.

23. POTAMOS ENGENHARIA E HIDROLOGIA LTDA (2002) – Diagnóstico da

utilização e consumo de água nos Complexos Industriais da CVRD em Itabira, MG. SOFTWARE

24. GEO-SLOPE INTERNATIONAL (2007) – Geostudio 2007 (Version 7.13, Build 4419) Copyright © 1991-2008 – Calgary, Alberta, Canadá – http://www.geo-slope.com

69

ANEXO I

70

E =

68

0000

E =

679

800

8 50

845

840

835

830

825

E =

679

500

E =

67

9600

810

830

E =

67

9700

810

770

775805795

800

790 785 780

775

775

780

78579

0

795

80080

5

810

815

820

770

820815

810805

830

825

AC

ES

SO

GA

LER

IA

BUEIRO Ø 0,60

805

760

765

840

825

830

810

815

820

825

EL. 826,50

EL. 833,00

EL. 833,00

EL. 775,00

est - 5

est - 10

est - 1

5

est - 2

0

est - 2

5

est - 3

0

est - 3

5

EL. 773,0

0

EL. 770,00

EL. 826,50EL. 825,00

790

EL. 762,50 E

L. 777,00

EL. 768,00

EL. 768,00

est -

40

est - 45

est. V0+ 00

est. V5

est. V10

est. V15

est. V20

EL. 768,00

EL. 774,0

0

EL. 761,00

EL. 783,00

EL. 793,00

EL. 803,00

EL. 813,00

EL. 823,00

EL. 833,0

0

0 10 20 30 80m40

ESCALA GRÁFICA

1:1000

EL. 764,00

N

A

B

ACESSO PRINCIPAL EXISTENTE

BUEIRO Ø 0,60

AC

ES

SO

PR

INC

IPA

L PR

INC

IPA

L

185C-17-0422

185C-17-0422

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H

1V : 2H 1V : 2

H

1V : 2H

1V : 2,5H

1V : 2,5H

1V : 2,5H

1V : 1,5H

1V : 1,5H

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

E185C-17-0431

C185C-17-0431

D185C-17-0431

2

1

Planta da Barragem do Itabiruçu após o alteamento final

A

A

71

ANEXO II

72

Barragem do Itabiruçu - Seção de maior altura

73

ANEXO III

74

FICHA TÉCNICA RESUMO DA BARRAGEM DE ITABIRUÇU (ENGECORPS, 2004)

1. LOCALIZAÇÃO

Rio ............................................................................................................................ Itabiruçu

Sub-Bacia ........................................................................................................... Rio do Peixe

Bacia ........................................................................................................................ Rio Doce

Coordenada Norte ................................................................................................... 7.822.500

Coordenada Leste ...................................................................................................... 679.700

Município da Área do Barramento ................................................................... Itabira (MG)

2. DADOS HIDROMETEOROLÓGICOS

Área de Drenagem (km²) ................................................................................................ 19,7

Precipitação Média Anual – (mm) Observada na Estação Rio Piracicaba ................ 1.382,7

Vazão Parque Itabiruçu (TR=25,0 anos) m3/s ................................................................. 26,0

Vazão para a Galeria sob a AMG-900 -TR=25 anos (m³/s) .......................................... 194,9

Vazão de Projeto do Vertedouro – TR=10.000 anos (m³/s) .......................................... 175,0

Vazão de Projeto do Vertedouro - VMP (m³/s) ............................................................. 235,0

Resumo das vazões com as diversas linhas de praias (m3/s)

Qefl. max. Cota Máx. Qefl. max. Cota Máx. Qefl. max. Cota Máx.Caso I sem linha de praia 40 m 129 m³/s 829,37 m 381 m³/s 830,83 m 832 m³/s 832,77 mCaso II com decl de 1% 40 m 122 m³/s 829,32 m 366 m³/s 830,76 m 808 m³/s 832,67 mCaso III linha de praia a 300m 20 m 53 m³/s 829,21 m 175 m³/s 830,67 m 394 m³/s 832,59 mCaso IV linha de praia a 600m 5 m 10 m³/s 829,00 m 41 m³/s 830,56 m 106 m³/s 832,84 mCaso V linha de praia a 1000m 5m 5 m³/s 828,66 m 26 m³/s 829,89 m 81 m³/s 832,04 m

linha de praialargura do vertedor

TR= 10 anos TR= 10.000 anos VMP

3. RESERVATÓRIO

N.A. de Montante – Reservatório: Máximo Maximorum (m) ........................................................................................... 831,00

Máximo Normal (m) .................................................................................................... 828,00

Mínimo Normal (m) ..................................................................................................... 828,00

4. BARRAGEM

Tipo ....................................................................................................... Homogênea de Terra

75

Comprimento Total da Crista (m) ............................................................................... 758,00

Altura Máxima (m) – Considerando a 1a Etapa ............................................................. 68,00

Cota da Crista (m) ........................................................................................................ 833,00

Largura da Crista (m) ....................................................................................................... 8,00

Volume de Escavação Comum (m3) ............................................................................ 88.310

Volume de Solo Compactado (m3) ......................................................................... 1.615.625

Volume de Filtros e Transições (m3) ......................................................................... 129.370

Volume de Enrocamento de Proteção (m3) .................................................................. 13.830

5. SISTEMA EXTRAVASOR

Tipo ...................................................................................... Soleria Livre em Perfil Creager

Dissipação de Energia ............................. Com Ressalto Hidráulico em Bacia de Dissipação

Vazão de Projeto - TR 10.000anos (m3/s) ....................................................................... 175

Vazão de Projeto – VMP (m3/s) ...................................................................................... 408

Cota da Soleira (m) .......................................................................................................... 828

Comprimento Total da Soleira (m) ..................................................................................... 20

Carga máxima na Soleira (m) ............................................................................................ 2,7

Volumes do Vertedouro

Concreto Convencional (m3) ........................................................................................ 8.270

Escavação em Solo (m3) ............................................................................................ 190.762

Escavação em Rocha (m3) ............................................................................................ 6.621

Reaterro ........................................................................................................................ 10.800

6. PONTE

Concreto Convencional (m3) ............................................................................................. 40

Concreto Pré-Moldado (treliçado) (m3) ................................................................................ 4

Largura de Crista (m) ....................................................................................................... 5,00

Comprimento (m) ............................................................................................................... 20

7. GALERIA SOB A RODOVIA AMG-900

Tipo .................................................................................................................... Tunnel Liner

Quantidade .............................................................................................................. 2 galerias

76

Seção Típica ............................................................................................................... Circular

Diâmetro efetivo .............................................................................................................. 1,90

Revestimento .......................................................................................... Concreto Projetado

Volume Concreto projetado (m3) ........................................................................................ 70

Chapas Corrugadas ARMCO ou similar (m2) .................................................................. 704

Vazão (TR=25 anos) (m3/s) ................................................................................................ 77

Vazão máxima (m3/s) com 0,20 m de Free Board da pista da rodovia ............................. 155

Volume de Escavação subterrânea (m3) ........................................................................... 704

EMBOQUE

Volume de Escavação (m3) ................................................................................................. 68

Volume de Concreto Convencional (m3) .......................................................................... 110

Volume de Concreto Projetado (m3) ..................................................................................... 8

Estacas raízes (m) ............................................................................................................. 203

DESEMBOQUE

Volume de Escavação (m3) ................................................................................................. 82

Volume de Concreto Convencional (m3) .......................................................................... 127

Volume de Concreto Projetado (m3) ................................................................................... 11

Estacas raízes (m) ............................................................................................................. 238

8. GALERIA DO PARQUE DO ITABIRUÇU

Seção Típica ............................................................................................................. quadrada

Quantidade ............................................................................................................................ 2

Dimensões individual .......................................................................................... 2,50 x 2,50

Vazão (TR=25 anos) (m3/s) ............................................................................................... 26

Volume Gabiões Caixa (m3) ............................................................................................. 143

Volume Gabiões Tipo Colchão (m3) .................................................................................. 46

Escavação Comum (m3) ................................................................................................. 1.006

Reaterro (m3) .................................................................................................................. 1.000

Concreto Projetado (m3) ..................................................................................................... 10

Concreto Convencional (m3) .............................................................................................. 80

Manta Geotextil (m3) ........................................................................................................ 365

77

8. TAMPÃO DE CONCRETO E VEDAJUNTAS TIPO ÔMEGA

Concreto Convencional (m3) .............................................................................................. 60

Veda juntas tipo Ômega da JEENE (m) ........................................................................... 378

9. SISTEMA DE MANUTENÇÃO DE VAZÃO SANITÁRIA

Tipo ............................................................................................. Válvula Dispersora Cônica

Diâmetro Nominal (mm) .................................................................................................. 200

Comprimento Total de Tubos de 400 mm (m) ................................................................ 355

Vazão (l/s) ........................................................................................................................ 200

Escavação Comum (m3) ............................................................................................... 13.000

Concreto Convencional (m3) ......................................................................................... 13,00

10. SISTEMA DE CAPTAÇÃO DE ÁGUA INDUSTRIAL

Tipo ................................................... Comporta de Parede de Fundo, Acionamento Manual

Diâmetro Nominal (mm) .................................................................................................. 600

Comprimento Total de Tubos de 400 mm (m) ................................................................ 500

dissertaÇÃo de mestrado estudo de …‡Ão... · computational system, geostudio 2007, was used...

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