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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
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
4.4.1 – Considerações iniciais 37
4.4.2 - Tensões in situ 38
4.4.3 - Tensões e Deformações de Período de Construção e dissipação de
poropressões 39
4.5 - ANÁLISE DE ESTABILIDADE 45
4.5.1 – Considerações iniciais 45
4.5.2 – Análises de estabilidade 49
CAPÍTULO 5 – CONCLUSÕES 61
5.1 - CONSIDERAÇÕES FINAIS 61
5.2 - RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS FUTUROS 65
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
2 Argila Areno Siltosa 23,7 0,47 1,22E-08 1,30E-08 0,94
3 Areia Silto Argilosa 20,9 0,43 7,29E-09 1,41E-08 0,52
4 Argila Areno Siltosa 27,8 0,45 5,50E-10 9,47E-10 0,58
5 Argila Areno Siltosa 25,1 0,51 1,07E-09 1,65E-08 0,06
6 Argila Areno Siltosa 25,3 0,52 3,08E-09 6,24E-09 0,49
7 Argila Silto Arenosa 29,6 0,53 2,07E-09 3,00E-09 0,69
8 Argila Areno Siltosa 28,1 0,48 7,59E-10 3,05E-09 0,25
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
2 Argila Areno Siltosa 15,09 18,67 18 36,2
3 Areia Silto Argilosa 15,71 18,99 25 31,0
4 Argila Areno Siltosa 14,88 19,02 17 34,3
5 Argila Areno Siltosa 14,8 18,51 24 30,2
6 Argila Areno Siltosa 15,48 19,40 21 32,1
7 Argila Silto Arenosa 14,23 18,44 7 34,4
8 Argila Areno Siltosa 14,65 18,76 11 34,2
Médias 14,98 18,83 17,6 33,2
A compressibilidade foi estudada com base em ensaios oedométricos. As cargas
aplicadas variaram de 25 a até 5600kPa. Para o nível de tensão da obra em questão,
foram avaliados os resultados até a tensão de 800kPa. Um resumo dos testes está
apresentado na Tabela 3.7.
Tabela 3.7 – Módulos de elasticidade obtidos de ensaios oedométricos.
v (kPa)
Elev.
822 Elev. 816 Elev. 817 Elev. 797a Elev. 797b Elev. 785 Elev. 783
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).
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 4.13 - 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
Solo Saprolítico Superior
Silte Areno Argiloso
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
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 4.27 – 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
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 4.29 – 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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70
E =
68
0000
E =
679
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8 50
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E =
679
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E =
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830
E =
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9700
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770
775805795
800
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775
775
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AC
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IA
BUEIRO Ø 0,60
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EL. 826,50
EL. 833,00
EL. 833,00
EL. 775,00
est - 5
est - 10
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0
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0
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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
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40
est - 45
est. V0+ 00
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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
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1V : 2H
1V : 2H
1V : 2H
1V : 2H
1V : 2H
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1V : 2H
1V : 2H 1V : 2
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1V : 2H
1V : 2,5H
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1V : 2,5H
1V : 1,5H
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1V : 1,5H
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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
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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