Reflexões sobre o potencial de liquefação e a ruptura da Barragem I (Brumadinho-MG) à luz do trabalho de Silva (2010)

Kurt André Pereira Amann
Doutor em Geotecnia pela EPUSP
Consultor de Geotecnia da R2A Engenharia
Professor do Curso de Engenharia Civil do Centro Universitário FEI, Universidade São Judas e Instituto AKADEMUS

1. Introdução

A Engenharia tem a função primordial de garantir a segurança das estruturas, instalações e projetos em geral, sempre com foco na economia de recursos financeiros e naturais. Do ponto de vista da segurança, uma estrutura segura é aquela que permite identificação da ocorrência de condições inseguras e o tempo hábil para tomada de providências, primeiramente de evacuação e interdição e posteriormente de remediação e recuperação da mesma. Essa condição de projeto é chamada de “ruptura avisada” contra a “não-avisada” ou “brusca”, em termos estruturais.

Em termos de barragens de rejeito uma das possíveis condições de ruptura não-avisada ocorre justamente com o fenômeno de liquefação do rejeito, situação em que este material perde parte significativa de sua resistência ao cisalhamento e gera uma sobrepressão excessiva contra a barragem de contenção, a qual, não dimensionada para tal, sofre ruptura num intervalo de tempo muito curto, com resultados catastróficos.

O objetivo deste artigo é apresentar uma análise geotécnica das condições de ocorrência deste fenômeno, os aspectos de controle necessários para evitá-lo e uma reflexão sobre o potencial de sua ocorrência, fazendo memória e analisando casos recentes que a mineração brasileira e mundial assistiu.

Sendo assim, o artigo está dividido em duas partes: a primeira apresenta como ocorre o fenômeno de liquefação e como se pode verificar o potencial de ocorrência do mesmo através do método de Olson (2010), com exemplo de aplicação à Barragem I do córrego do Feijão, realizada por Washington Pirete da Silva, aqui denominado por Silva (2010). A segunda parte promove uma série de reflexões sobre os resultados do citado trabalho e imagens da ruptura da mesma barragem, construída pelo método de alteamento a montante, mais econômico porém com menor quantidade de material de contenção, incorporando assim maiores riscos.

Ao final, pretende-se gerar uma reflexão sobre as análises efetuadas neste caso e o risco inerente na tomada de decisão do tipo de barragem a ser adotada.

2 Condições para a ocorrência da liquefação.

Embora já se tenha visto mundialmente diversos exemplos do potencial catastrófico da liquefação, nem sempre este fenômeno dos meios particulados saturados é bem entendido, o que é fundamental para se evitar que ele ocorra. Apresenta-se a seguir um itinerário didático sobre a sua mecânica para os leitores não iniciados na Mecânica dos Solos e em seguida alguns aspectos da forma de disposição dos rejeitos que pode favorecer a sua ocorrência.

2.1 O Fenômeno da liquefação

Basicamente, materiais particulados como o rejeito de minério apresentam vazios (poros) que são ocupados pela água e cujo volume de vazios preenchidos (Vw) em relação ao volume de vazios total (Vv) define o seu grau de saturação (S=Vw/Vv). Na condição de saturação plena, ou próxima dela (S=~1,0), a mobilidade da água dentro dos vazios depende do próprio tamanho médio destes, do que decorre a propriedade condutividade hidráulica, ou permeabilidade, que também está associada ao tamanho médio dos grãos ou partículas (granulometria). Materiais de grãos mais grossos são mais permeáveis e apresentam alta condutividade hidráulica, permitindo que a água se desloque facilmente de regiões de maior pressão interna para regiões de menor pressão, dissipando o chamado “excesso de poropressão”. Esse excesso de pressão pode ocorrer, entre outros motivos, por um carregamento feito na superfície do material, como o próprio alteamento do resíduo, a título de exemplo.

No caso de materiais com grande quantidade de grãos finos, a permeabilidade é baixa e diversos efeitos podem levar a regiões de concentração de poropressão excessiva, as quais exigem um longo tempo para sua dissipação, dada a baixa permeabilidade e consequente dificuldade para a mobilidade da água. Essa é a chamada condição não-drenada, um dos conceitos fundamentais em Mecânica dos Solos, por definir uma das condições críticas de resistência (Su) dos meios particulados. Materiais que apresentem uma resistência Su máxima, chamada de pico (Supico), perdem em seguida resistência (ruptura) devido ao deslocamento das partículas sob elevada
tensão e tendem a uma resistência residual, também chamada de “estado permanente” (Poulos et al, 1985), que caracteriza justamente o comportamento de liquefação.

Ocorre que a água, por ser um líquido incompressível, nessas condições de impedimento de mobilidade e aumento de pressão hidrostática, acaba por suportar uma grande parte do esforço aplicado pelo carregamento (usado como exemplo), o que resulta num certo alívio da parcela de carregamento transferida às partículas de solo ou rejeito, a chamada tensão efetiva. Com este alívio, reduz-se a força de contato entre as partículas e, consequentemente, reduz-se a força de atrito que as mantém nas suas posições, o que em última análise leva a uma redução drástica da resistência ao cisalhamento do material, especialmente em materiais não-coesivos, resultando daí o seu comportamento assemelhar-se ao de um líquido.

Neste ponto, a ocorrência da liquefação em condições de carregamento estático ou dinâmico depende da deslocabilidade dos grãos, a qual, se for alta, leva a uma redução de volume que resulta em deformação do material, aumentando bruscamente a pressão na água confinada, a qual abre então caminho pela região em que haja menor quantidade de material a ser deslocada, via de regra, na direção do maciço da barragem. É aqui que a quantidade de material usada na construção da barragem pode ter o efeito de aumentar a segurança contra a ocorrência do fenômeno, pois, ao rompê-la, a água passa a se deslocar com grande velocidade, arrastando as partículas consigo, erodindo a própria barragem e causando destruição e contaminação por onde passar.

Por sua vez, a mencionada condição de deslocamento dos grãos sob baixa tensão efetiva (intergranular) depende do estado de compacidade em que se encontra o material particulado.

Partículas sedimentadas por ação da gravidade em meio líquido tendem a se acomodar na condição de menor compactação (estado fofo), com baixo entrosamento entre os grãos, o que permite grande deslocabilidade e deformabilidade sob carregamento. E, como visto, essa é uma das condições para que ocorra o fenômeno de liquefação. Uma breve apresentação do processo pode ser vista também em Amann (2019).

2.2 A disposição dos rejeitos e a influência no seu estado de compacidade e permeabilidade

A disposição dos rejeitos num reservatório contido por barragem pode ser feita de diversas formas, sendo que algumas delas podem favorecer a ocorrência de regiões de compacidade e permeabilidade heterogêneas, situação na qual há maior potencial para a ocorrência da liquefação. Uma das formas mais econômicas é a do aterro hidráulico, onde a disposição é feita em forma de polpa bombeada com grande quantidade de água por tubulações e lançada na barragem por barras aspersoras (spray bars) ou espigotes, na maioria dos casos.

As barras aspersoras são tubos com furos distribuídos no seu comprimento, instalados ao longo da praia de rejeitos em paralelo com a crista da barragem, de modo a reduzir a pressão de lançamento e o arrasto das partículas pela água, o que permite a formação de uma praia de rejeitos mais uniforme. Já os espigotes são mais simples, lançam diretamente a polpa, porém favorecem a não uniformidade da compacidade e permeabilidade, sobretudo se instalados a grandes distâncias uns dos outros.

Num aterro hidráulico com solo comum tem-se as partículas maiores sendo depositadas por gravidade próximas do ponto de lançamento enquanto as menores e mais leves são arrastadas para mais longe pelo fluxo de água, processo chamado de segregação. Isso resulta em uma condição de segurança favorável à estabilidade da barragem. Contudo, no caso de minérios como o de ferro, próximo ao ponto de lançamento tem-se uma concentração de partículas finas de hematita sedimentadas rapidamente devido à sua elevada massa específica dos sólidos (s da ordem de 5,50 g/cm³), em meio às demais partículas grossas do rejeito, compostas em grande
parte por quartzo (s em torno de 2,65 g/cm³). Com o fluxo contínuo boa parte do material arenoso mais grosso é levado mais para adiante onde se forma uma região de maior permeabilidade e sem partículas de hematita finas, seguindo-se à região mais afastada do ponto de lançamento, já praticamente na região do lago do reservatório, em que as partículas arenosas mais finas sedimentam mais vagarosamente, numa terceira região que ficará com baixa permeabilidade. Portanto, vê-se que essa situação de segregação gera uma região de baixa permeabilidade próxima à barragem, o que pode comprometer a segurança da mesma contra a liquefação.

Outro ponto importante a se considerar na distribuição das regiões de segregação das partículas é a disposição em camadas a cada alteamento da barragem pelos diques, o que torna a granulometria também variável em profundidade. É importante notar que o aspecto da granulometria influencia diretamente a permeabilidade, mas um outro fator associado à liquefação é a deformabilidade da camada de rejeito, que é função da sua forma de sedimentação.

De forma geral, a característica de deformabilidade que preocupa é a possibilidade de contração do rejeito sob ação de esforços, visto que no caso de um comportamento dilatante (aumento de volume) a liquefação não ocorre. Nesse sentido, o estudo do potencial de liquefação de uma camada de rejeito deve passar pela avaliação da sua deformabilidade, por meio da extração de amostras indeformadas que permitam a realização de ensaios, como os ensaios triaxiais não drenados, com os quais se caracterize o comportamento do material.

2.3 O comportamento de deformabilidade das camadas de rejeito

Chega-se aqui à parte tecnológica do presente artigo, em que ensaios se tornam imprescindíveis para o controle de execução e caracterização do rejeito em relação ao seu potencial de liquefação.

Como apresentado acima, uma das formas de se identificar o comportamento contrátil do rejeito é a execução de ensaios triaxiais não-drenados executados em amostras indeformadas que representem o rejeito no estado em que se encontra na barragem. Na prática, contudo, há uma dificuldade intrínseca na retirada de amostras realmente representativas do rejeito em camadas um pouco mais profundas, devido à baixa plasticidade e falta de coesão do material, como é relatado por Silva (2010) em sua dissertação de mestrado sobre o potencial de liquefação do rejeito da Barragem I do Córrego do Feijão, trabalho este que será aqui citado para exemplificar tal análise.

Sendo assim, uma alternativa é a utilização de resultados de ensaios de campo como o SPT (Standard Penetration Test ou Sondagem de Simples Reconhecimento) e o CPT (Cone Penetration Test, ou Ensaio de Penetração Estática), aplicando-se o método proposto por Olson (2001). Este método emprega correlações destes ensaios, de forma normalizada, com razões de resistência e resistência não drenada da literatura internacional, a partir do estudo de 33 casos de ruptura por fluxo de liquefação. Uma apresentação de suas premissas será feita adiante no presente artigo.

2.4 A importância do controle perene da posição da linha freática

Outro fator importantíssimo que é influenciado pela permeabilidade diferenciada resultante da forma com que a segregação das partículas ocorre é a posição da linha freática dentro do rejeito, a qual deve ser controlada para evitar que suba até camadas de baixa permeabilidade no estado fofo e próximas ao dique, pois a sua saturação aumenta a suscetibilidade da liquefação.

Nesse sentido a eficiência do sistema de drenagem para retirada de água e controle da extensão da praia de rejeito é de absoluta importância numa barragem. Caso a extensão da praia se reduza avançando a superfície do lago em direção à crista da barragem, a linha freática também avançará podendo causar desde erosão interna (piping) até saturação das camadas suscetíveis à liquefação. Nesse sentido, uma série de dispositivos de controle da drenagem visando a manutenção da posição de linha freática dentro de limites seguros é essencial no projeto e execução de barragens de rejeito.

Um sistema de monitoramento permanente composto por piezômetros é geralmente o sistema utilizado para realizar o controle da posição da linha freática e a frequência de suas medidas influencia diretamente a segurança da barragem. Sistemas automatizados são evidentemente os mais eficientes para a identificação rápida de qualquer elevação perigosa da linha freática após eventos de grande pluviosidade ou de eventuais falhas no sistema de drenagem para retirada da água e manutenção da praia de rejeito.

Exime-se aqui de detalhar toda a gama de alternativas e soluções de drenagem para barragens de rejeito, voltando-se ao tema quando oportuno ao longo deste texto. Trata-se agora de discorrer sobre o método de Olson (2001) para identificação do potencial de liquefação de rejeitos.

3. O método de Olson (2001) para identificação do potencial de liquefação do rejeito aplicado à Barragem I do córrego do Feijão (Silva, 2010)

O método de Olson (2001), o qual se enquadra no tipo de Análise de Estabilidade Não-Drenada (Undrained Strength Stability Analysis – USSA), será aqui apresentado e exemplificado com a sua aplicação aos dados da dissertação de Silva (2010), o qual apresentou estudo sobre a Barragem I do córrego do Feijão.
Silva (2010) utilizou no seu estudo os resultados de ensaios de campo SPT e CPT em uma das seções de controle da Barragem I, a qual denominou Seção de Referência (SRL), conforme mostrado nas figuras 1 e 2.

Figura 1 – Planta da Barragem I com indicação da Seção de Referência (SRL), adaptado de Silva (2010)

Na figura 1 os pontos indicados como A/D representam as posições de onde forma extraídas amostras deformadas da praia de rejeitos para os ensaios de granulometria e massa específica dos sólidos, além de ensaios de índice de vazios máximo e mínimo.
Figura 2 – Perfil da Seção de Referência (SRL) com indicação dos ensaios SPT e CPT usados na dissertação de Silva (2010)

É importante que aqui se adiante que, embora recentemente tenham-se trazido informações de que a dissertação de Silva (2010) teria atestado que a barragem apresentava riscos relativos à liquefação, a sua conclusão destaca que dadas as condições de operação adequadas, as análises de estabilidade demonstraram que a barragem apresentava fator de segurança adequado na época do estudo.

O procedimento proposto por Olson (2001) e seguido por Silva (2010) é basicamente dividido em 3 etapas:
– avaliação do potencial ou suscetibilidade á liquefação;
– análise da estabilidade do gatilho de liquefação;
– análise da estabilidade contra o gatilho ou pós-gatilho.

Essas etapas serão aqui exemplificadas resumidamente para dar ao leitor uma ideia de como se faz tal tipo de análise.

3.1 Avaliação do potencial ou suscetibilidade à liquefação

Considerando que a suscetibilidade está intimamente ligada à condição de deformabilidade do material, o primeiro passo é identificar se o comportamento do rejeito é contrátil ou dilatante.

O procedimento adotado por Olson (2010) para isso adota a classificação pelas envoltórias de Fear e Robertson (1995) que relacionam a tensão efetiva pré-ruptura (’v0) com os valores dos ensaios de SPT e CPT normalizados – respectivamente (N1)60 e qc1.

No caso dos valores N de SPT, primeiramente deve-se converter os índices de penetração considerando a eficiência da transferência de energia padrão internacional, que é de 60%, contra a brasileira, da ordem de 70%. Em seguida, a normalização deste valor N60 é feita pela relação entre a pressão atmosférica (pa), adotada como 1 atm (100 kPa), e a tensão vertical in situ (’v0), que é basicamente o peso efetivo do solo (’ = n – w) acima da profundidade (z) em questão considerado o efeito da imersão na água, por metro quadrado. A essa relação aplica-se um expoente (n) da ordem de 0,5 para solos sujeitos à liquefação, resultando a equação:

(𝑁1)60𝑁60=(𝑝𝑎𝜎′𝑣0)𝑛⇒(𝑁1)60=𝑁(7060)(𝑝𝑎𝜎′𝑣0)𝑛

Para os ensaios CPT, procede-se a normalização qc1 da resistência à penetração da ponta (qc) pelo fator de correção do nível de tensões (Cq) definido segundo Seed et al (1983):
𝑞𝑐1𝑞𝑐=𝐶𝑞=1,80,8+(𝜎′𝑣0𝑝𝑎) ≤2,0

Com ensaios e valores obtidos de amostras retiradas da Barragem I, na época no 9° alteamento, Silva (2010) verificou o comportamento do material amostrado comparando os valores ’v0 com o (N1)60 e qc1 obtidos usando as envoltórias já mencionados, obtendo os seguintes diagramas (figura 3a e 3b):

Figura 3 – Avaliação do comportamento do rejeito a partir dos ensaios SPT (a) e CPT (b) da seção de referência (SRL), segundo as envoltórias de Fear e Robertson (1995), apud Silva (2010).

Nas figuras 3a e 3b a interpretação do comportamento do rejeito é feita pela posição relativa do correspondente ponto de coordenadas [(N1)60; ’v0] no diagrama: se estiver abaixo das curvas de envoltória tem comportamento contrátil, portanto com potencial de liquefação, enquanto acima da curva é dilatante e sem potencial de liquefação. A quantidade de pontos abaixo das curvas de envoltória indica que boa parte do material ensaiado apresenta potencial de liquefação.

3.2 Análise da estabilidade do gatilho da liquefação

A partir da identificação das profundidades dos pontos e localização dos ensaios de campo, deve-se identificar a localização ou setorização das camadas com potencial de liquefação. No exemplo adotado no presente artigo, Silva (2010) setorizou as camadas de rejeitos com potencial de liquefação ao longo da seção de referência na Barragem I, como mostrado nas figuras 4 e 5.

Figura 4 – Setorização das camadas com potencial de liquefação na seção de referência com base nos ensaios SPT (Silva, 2010)
Figura 5 – Setorização das camadas com potencial de liquefação ne seção de referência com base nos ensaios CPT (Silva, 2010)

As figuras 4 e 5, respectivamente com base nos ensaios SPT e CPT, apresentam boa coerência entre si quanto à setorização de comportamento contrátil nas figuras 3a e 3b, a menos da espessura e posição de algumas das camadas (notadamente a 3, 6, 7 e 9). É importante notar a linha freática, obtida por medidas em piezômetros e indicada pelo símbolo W, a qual atravessa boa parte das camadas. Também a consideração de perfeita manutenção do sistema de drenagem que garanta no mínimo 100 m de extensão da praia de rejeitos é uma condição necessária para que a linha freática não suba e torne críticas camadas que na condição normal de operação da barragem não o seriam.

Para a análise de estabilidade e verificação do fator de segurança do gatilho de liquefação, Silva (2010) utilizou o método de equilíbrio limite de Spencer (1967) sobre a superfície crítica de ruptura curva que cruza as camadas 3, 5 e 6, essa última na região da berma intermediária, como se vê nas figuras 4 e 5. Com essa superfície crítica aplicou-se uma análise de estabilidade simplificada variando a tensão cisalhante estática média (d) até que se chegasse ao fator de segurança (FS) igual a 1,0, resultando para essa tensão 40 kPa.

Em seguida, pelo método de Olson (2010), aplica-se a análise de estabilidade dividindo-se a superfície de ruptura em 16 segmentos, de modo a se verificar cada segmento que atravessa a camadas suscetíveis a liquefação. Nessa análise utiliza-se a razão média d/’v0média ao longo de toda a superfície e as razões de resistência Supico/’v0 para os segmentos que atravessam cada camada suscetível, no caso a 3, 5 e 6, razões essas que multiplicadas pelos valores de s’v0 de cada segmento resultarão nos valores de Supico e d individuais para o cálculo do fator de segurança do gatilho (FSgatilho) de liquefação para cada um.

Como resultados dessas análises com base nos ensaios SPT, Silva (2010) obteve valores de FSgatilho variando entre 1,14 e 1,19, o que, na interpretação dada por Olson (2001), sendo valores maiores do que 1,0, resulta em “pouco provável” a ocorrência de liquefação. As mesmas análises procedidas com base nos ensaios CPT resultou em valores de 1,14 a 1,34, resultando também que o gatilho de liquefação é “pouco provável” de ocorrer nas condições normais de operação da barragem.

Neste caso, Olson (2010) recomenda em sua metodologia a verificação quanto à resistência de pico, a chamada estabilidade contra o gatilho ou pós-gatilho.

3.3 Análise da estabilidade contra o gatilho ou pós-gatilho

Para essa análise, Silva (2010) utilizou os resultados de resistência de pico de ensaios triaxiais das amostras retiradas de cada camada.

O carregamento estático utilizado nessa análise foi a simulação de um problema de drenagem no reservatório ou um longo período de precipitações que resultassem numa elevação rápida da linha freática dentro do rejeito, saturando completamente as camadas suscetíveis à liquefação, o que impõe comportamento não-drenado às mesmas, como representado nas figuras 6 e 7.

Figura 6 – Análise da elevação da linha freática com base nos ensaios SPT (Silva, 2010)

A análise proposta por Olson (2001) inclui a consideração da tensão de cisalhante sísmica média (sism média), a qual Silva (2010) desconsiderou “por se tratar de uma região essencialmente assísmica” do Quadrilátero Ferrífero de Minas Gerais.

É interessante notar nas figuras 6 e 7 que a superfície de ruptura nessa situação se aprofunda até a camada 7. Silva (2010) propôs a seguinte interpretação para o fator de segurança nessa análise:

– FScontra gatilho < 1,1 Potencial do gatilho de liquefação Elevado;
– 1,3 < FScontra gatilho < 1,1 Potencial do gatilho de liquefação Moderado;
– 1,5 < FScontra gatilho < 1,3 Potencial do gatilho de liquefação Baixo;
– FScontra gatilho > 1,5 Potencial do gatilho de liquefação Muito Baixo;

Os fatores de segurança FScontra gatilho resultaram para os ensaios SPT e CPT, respectivamente, 1,28 e 1,32 (figuras 6 e 7), resultando em “risco baixo a moderado” quanto ao potencial de mobilização do gatilho de liquefação ao longo da superfície crítica de ruptura considerada na situação de elevação rápida da linha freática, na época do estudo e para a seção de referência.

Nesse caso, deixa-se de aplicar uma outra etapa da metodologia de Olson (2001), a qual seria a análise do potencial de ocorrência de fluxo de ruptura por liquefação, na qual se emprega a resistência liquefeita, ou residual para o material.

Ademais, Silva (2010) destaca que:

“[…] os procedimentos operacionais da Barragem I da Mina do Córrego do Feijão incluem incluem o controle absoluto do nível de água do reservatório por meio de um sistema extravasor dotado de stop logs, a manutenção de uma praia de rejeitos com extensão mínima de 100m e uma gestão de disposição dos rejeitos feito por uma equipe técnica bastante qualificada. Estes elementos, associados aos resultados positivos das análises desenvolvidas nesta dissertação, garantem uma boa segurança do empreendimento e seu baixo potencial a gatilhos de liquefação estática”.

É importante colocar que essas conclusões foram válidas para a condição da barragem por volta de 2006 e 2007, ano em que foram levantados os dados da dissertação defendida em 2010.

Portanto, foi assim apresentado, ao menos em suas linhas gerais, o método de Olson (2001) e uma aplicação exemplificada com os dados da dissertação de Silva (2010), visando trazer elementos para a discussão do risco inerente a tais barragens.

4. Considerações quanto à ruptura da Barragem I do córrego do Feijão

Neste momento recente da ruptura da Barragem I, com a dor da perda de tantas vidas humanas e de todo o desastre ambiental que sua ruptura resultou, ainda parece cedo para se atestar o que ocorreu de fato. As investigações estão em curso por um corpo técnico de alto nível internacional sobre a documentação dos relatórios de acompanhamento da barragem e aqui não se pretende antecipar causas. Contudo, vale a reflexão quanto aos riscos e a busca de segurança do ponto de vista técnico, que é função da Engenharia promover.

Para essa reflexão traz-se aqui as imagens do rompimento da Barragem I, obtidas dos vídeos veiculados dias depois do ocorrido pela Rede Globo de televisão. Imagens em vídeo de uma ruptura real com tão boa qualidade não são frequentes e devem ser usadas para esclarecer detalhes sobre o ocorrido.

Figura 8 – Vista frontal da Barragem I imediatamente antes do princípio da ruptura a se iniciar na região da seta amarela (adaptada de Globo, 2019)

A figura 8 é apresentada como referência da vista frontal da Barragem imediatamente antes da ruptura, a qual parece já se pronunciar na região indicada pela seta amarela.

Figura 9 – Ruptura deflagrada e deslocamento da massa de rejeito (adaptada de Globo, 2019)

A figura 9 mostra a imagem 6 segundos após a da figura 8, quando a ruptura já está evidenciada e pode-se ver ao fundo que aparentemente toda a massa de rejeito começa a se deslocar conjuntamente (região circundada em amarelo).

Faz-se aqui uma reflexão importante com relação às figuras 4 e 5, onde se pode imaginar que o deslocamento devido à ruptura na parte inferior da barragem tenha deflagrado apenas o gatilho que levou à ruptura as camadas de 1 a 4, apresentadas nas figuras mencionadas.

Figura 10 – Ruptura em estado avançado com destaque para uma região praticamente intacta, indicada pela seta amarela (adaptada de Globo, 2019)

A figura 10, imagem obtida outros 6 segundos após a da figura 9, contudo, demonstra que toda a massa de material se deslocou violentamente e não apenas as camadas suscetíveis de 1 a 4, como se poderia supor inicialmente. Portanto, toda a massa de material considerada como não suscetível à liquefação apresentada nas figuras 4 e 5 poderiam ter sido assim assumidas antes pela dificuldade relatada por Silva (2010) em colher amostras e avançar os ensaios a maiores profundidades e não tanto pelos resultados obtidos. Basta comparar tais figuras com as profundidades máximas alcançadas pelos ensaios SPT e CPT da figura 2 para constatar que a parte do rejeito assumido como “não suscetível” coincide praticamente com a região em que as amostragens SPT e CPT não avançaram em profundidade. Isso pode também ser verificado em outras duas figuras do trabalho de Silva (2010), aqui não reproduzidas.

Não se pretende aqui questionar a validade dos resultados da dissertação de Silva (2010) ou as decisões tomadas na sua análise, mesmo porque, para efeito de pesquisa acadêmica e aplicação da metodologia de Olson (2001), toda aquela massa de material não permitia que se assumisse qualquer hipótese, ainda que pessimista. E uma aplicação adicional de cálculo de estabilidade global, assumindo-se que toda a massa de rejeito fosse suscetível a liquefação, seria apenas mais uma aplicação de cálculo de estabilidade, o que não enriqueceria em praticamente nada o seu trabalho acadêmico, considerando-se que não era um trabalho técnico de estabilidade encomendado por um cliente. Portanto, Silva (2010) cumpriu sua meta e seus resultados são aqui mais usados como exemplo para reflexão do que como fatos que visassem alertar qualquer possível instabilidade da barragem em estudo.

A reflexão aqui proposta, por outro lado, demonstra que a estabilidade da massa de rejeito depende, nesse caso, intimamente da estabilidade da barragem de forma local e global, ou seja, a ruptura com deslocamento em apenas um ponto da parte inferior da mesma, na posição indicada na figura 8, permitiu o deslocamento de toda a massa do rejeito. Isso pode demonstrar a fragilidade do sistema de construção de barragens alteadas a montante, pois, devido à pequena massa dos diques que compõem a barragem, uma ruptura local gera um deslocamento praticamente instantâneo e global de toda a massa contida, pois as regiões que não romperam foram incapazes de manter o restante do rejeito em sua posição inicial. A velocidade da ruptura seria menor se os diques fossem robustos o suficiente para fazer com que a massa de material liquefeito se deslocasse apenas pelo caminho aberto no ponto de ruptura local da barragem e a fosse erodindo paulatinamente.

4.1 Validação dos resultados de Silva (2010)

Ainda na figura 10 destaca-se o fato interessante de que uma parte mais à esquerda manteve-se praticamente intacta mesmo 12 segundos após a ruptura, sendo apenas deslocada como um grande bloco de rejeito. Com alguns outros recursos de imagens, buscar-se-á aqui identificar onde se encontrava essa região inicialmente.

Figura 11 – Vista lateral da Barragem I

Para isso, vê-se na figura 11 uma vista lateral da Barragem I na qual é possível ver a posição do lago e a extensão da praia de rejeito algum tempo (não determinado) antes da ruptura, sendo que a praia se encontrava bem maior do que apenas os 100 m usados por Silva (2010) em suas análises. Dessa forma, se havia uma posição da linha freática que estivesse próxima da região crítica ela não parecia fruto de eventual precipitação excessiva, a qual de fato não ocorreu. Os relatos de nascentes nessa região têm todo o sentido, visto que a encosta apresenta talvegues que conduzem a água para a região do lago, contudo, o sistema de drenagem relatado por Silva (2010) aparentemente funcionava bem na manutenção da maior extensão possível da praia.

A seta amarela mais larga à esquerda na figura 11 mostra a posição aproximada onde se iniciou a ruptura indicada na figura 8.

Nesse ponto aproveita-se no presente artigo um trabalho primoroso e de grande qualidade realizado por Araujo (2019), altamente recomendado ao leitor mais interessado, no qual ele apresenta em seu canal no Youtube um vídeo da Barragem I em 3 dimensões e com a sobreposição da figura 1 (no original de Silva (2010) denominada como figura 4.3), de modo que se pode verificar a posição relativa da instrumentação da barragem em relação à posição do início da ruptura (seta amarela na figura 12).

Figura 12 – Visualização em 3 dimensões da figura 1 (figura 4.3 de Silva, 2010) sobre imagem da Barragem I (adaptada de Araujo, 2019)
Figura 13 – Vista frontal em 3 dimensões da Barragem I com sobreposição da figura 1 (4.3 no original de Silva, 2010) e com indicação da posição da seção de referência SRL (adaptada de Araujo, 2019)

O modelo topográfico usado por Araujo (2019) “foi construído com base nas curvas de nível da área da Barragem I, cedidas pela Vale e apoiadas pela imagem Pleiades de 18 de janeiro de 2019 (COPYRIGHT AIRBUS DS 2019 PLEIADES data) fornecida pela Engesat” (Araujo, 2019).

Na figura 13 foi aqui adicionada a posição da seção de referência SRL, à qual, se comparada com as figuras 9 e 10, permite dizer que a seção praticamente intacta na figura 10 é a região no entorno da SRL. Nesse caso, pode-se dizer que os resultados de Silva (2010) para a estabilidade da região por ele analisada estavam absolutamente corretos. O problema foi, aparentemente, a estabilidade global de toda a massa de rejeito diante da situação de ruptura de uma parte da barragem, indicada pela seta amarela na figura 13.

4.2 Reflexão sobre a segurança do método construtivo

Diante do apresentado até aqui é possível questionar-se a respeito da hipótese de que se o estudo de Silva (2010) tivesse sido realizado com os ensaios da seção próxima à região de ruptura, talvez se pudesse ter resultados diferentes que levassem à constatação de um possível potencial elevado de ruptura por fluxo de liquefação. Mas chama-se novamente a atenção para a figura 10, na qual se vê que mesmo nessa seção os diques acima da berma intermediária parecem deslocar-se de forma monolítica, e apenas a parte inferior da barragem é que se desfaz completamente com a ruptura. Assim, embora construído com o método à montante, os diques acima da berma intermediária aparentemente mantiveram sua estabilidade.

Talvez a maior pista para esclarecer as circunstâncias dessa ruptura esteja no capítulo 4 do trabalho de Silva (2010), onde ele relata a forma de construção da barragem desde o seu início:

“A construção da barragem I foi executada em diversas etapas e por vários projetistas e empreiteiros. O projeto do dique inicial foi concebido por uma empresa alemã em 1974 e sua implantação finalizada em 1976, tendo sido executado com minério fino (material drenante) e revestido por uma camada de laterita compactada na face de montante e jusante até a crista na El. 874,0m. Em seguida, foram executados alteamentos menores para montante com rejeito compactado e cobertos com laterita nos taludes de jusante. Em 1984, implantou-se um alteamento pelo método de linha de centro até a El. 885,0m (constituindo o ‘primeiro alteamento’ da barragem), com envelopamento da barragem inicial e dos alteamentos de montante; nesta obra, foram reconstituídos [sic] as bermas do dique inicial. O segundo alteamento foi implantado sobre dois pequenos alteamentos para montante na El. 890,0m. Posteriormente, o terceiro alteamento foi executado em duas etapas para montante, na forma de dois diques com coroamentos nas elevações 895,0m e 899,0m, respectivamente (Geoconsultoria, 2006).

Do quarto ao oitavo alteamentos, os projetos foram desenvolvidos pela mesma empresa. Nesta fase, todos os alteamentos foram executados para montante; porém, na implantação do quarto alteamento, o eixo foi deslocado de 60m para montante em relação ao eixo anterior (correspondente ao terceiro alteamento). Esta decisão foi tomada no sentido de se garantir uma maior condição de segurança para a estrutura. Embora satisfatória do ponto de vista geométrico por parte da projetista, o sistema de fluxo interno à barragem não se mostrou adequado, induzindo o aparecimento de diversas surgências ao longo do pé do dique do quarto alteamento e rápida elevação das leituras piezométricas. Assim, em 2000, foi instalada uma trincheira ao longo da base do quarto alteamento, interligada a trincheiras transversais ao eixo da estrutura, com a finalidade primária de se garantir o rebatimento da linha freática (Geoconsultoria, 2006)”.

Essa narrativa tem sua importância não tanto pelo relato de Silva (2010) de que ocorreram surgências no pé do talude do 4° alteamento, pretensamente solucionadas com a trincheira, região na qual ele concentrou sua atenção, o que fica evidenciado pelas suas análises de estabilidade que apresentaram superfícies de ruptura sempre na região do 4° alteamento.

A importância se dá na medida em que o relato apresenta o detalhe do dique inicial que aparece nas figuras 4 e 5, o qual foi alteado pela linha de centro, o que resulta em maior massa de material do dique do que no método à montante, o quê confere maior estabilidade.

De fato, observando-se a figura 9 e imagens ampliadas da ruptura em câmera lenta, verifica-se que o deslocamento da massa começou na parte superior do dique inicial, na sua interface com o primeiro alteamento à montante, mostrando que, logo abaixo, o próprio dique inicial (alteado pela linha de centro) é empurrado para justante após o grande deslocamento da massa de rejeito. É importante destacar que pouca ou nenhuma informação é mencionada sobre as características dos rejeitos nessa etapa inicial da barragem, região na qual se iniciou a ruptura.

Nas figuras 4 e 6, na região do dique inicial, não se evidenciam camadas suscetíveis a menos da camada de número 9, a qual aparece nas figuras 5 e 7 como sendo a camada de número 8. Convém notar ainda, na figura 6, a camada 7, a qual se aproxima bastante destes diques, mas que não aparece nas figuras 5 e 7. Note-se que ambas (camadas 8 e 9) das figuras estão tocando a base de solo residual. Assumindo-se aqui a possibilidade destas camadas se estenderem paralelamente ao eixo da barragem, desde a SRL até a região da ruptura, se fosse ali realizada a análise de estabilidade, talvez se tivesse obtido o temido resultado de “elevada suscetibilidade”. A possibilidade aqui aventada de se ter uma região suscetível justamente na base do dique inicial, pode ter sido um fator importante no processo de ruptura e deslocamento generalizado
do rejeito, contudo, a falta de informações quanto à real extensão dessa camada 9, que poderia avançar pela base do resíduo adentro favorecendo a ruptura generalizada, ou mesmo de uma faixa da camada 7, que pode ter iniciado o processo na interface superior do dique inicial, não permite maiores considerações a este respeito, sendo ainda mera especulação.

4.3 Reflexões sobre o sistema de drenagem

Uma das circunstâncias que também se tem especulado na mídia como possível causa da elevação da linha freática nessa região, e consequente ocorrência do gatilho, foi a instalação dos drenos horizontais profundos, os DHPs, os quais, ironicamente, foram parte dos tratamentos contra a elevação da linha freática executados alguns meses antes da ruptura. Para avaliar essa especulação, recorre-se aqui a imagens de outra animação em 3 dimensões elaborada por Araujo (2019).

Figura 14 – Posição dos dispositivos de Monitoramento da Barragem I e DHPs (Araujo, 2019a)

Seguindo a legenda de Araujo (2019a) para a figura 14: Medidores de vazão (cones roxo claro), CPTU (bolas vermelhas), ADF (bolas brancas), INAs (tubos azuis), Drenagens (cones dourados). Essa imagem foi gerada com base no Relatório Técnico TUV/VALE sobre imagem Pleiades (Pléiades Copyright CNES 2019, Distribution Airbus DS) tendo como MDT (modelo topográfico) curvas de nível de 1 em 1 m fornecidas pela Vale.

Convém notar na figura 14 (a qual deve ser comparada com a figura 12) a profundidade dos DHPs dentro do rejeito, mas sobretudo a figura 15, onde se vê a posição dos mesmos em relação ao início da ruptura. Boa parte deles encontram-se na altura média do dique inicial, no entorno da região da ruptura.

Figura 15 – Vista frontal da posição dos DHPs em relação ao início da ruptura (Araujo, 2019a)

Questiona-se se a quantidade de água utilizada durante a execução dos DHPs poderia ter sido suficiente para saturar completamente as camadas suscetíveis naquela região, ou, outra possibilidade aqui considerada, a de que a sua execução pode ter modificado as condições de drenagem e a distribuição das poropressões de forma desafortunada, induzindo o deslocamento de parte do rejeito que desenvolveu o gatilho após algum tempo.

Agora, apenas as investigações com base nas últimas medições dos níveis piezométricos, entre outros instrumentos, poderão trazer alguma luz aos fatos, embora, algumas medidas fossem realizadas em intervalos de tempo da ordem de 15 dias, o que pode não trazer a precisão necessária para perfeita caracterização dos eventos do gatilho.

5. Considerações finais

O artigo apresentou o fenômeno da liquefação, as condições para sua ocorrência e as linhas gerais do método de Olson (2001) para identificação do seu potencial de ocorrência, aplicado por Silva (2010) ao caso da Barragem I do córrego do Feijão.

Os resultados e conclusões do trabalho de Silva (2010) atestaram “baixo a moderado” potencial de liquefação na região da seção adotada como referência e, com as reflexões aqui realizadas sobre as imagens da ruptura da Barragem I e visualizações em 3 dimensões elaboradas por Araujo (2019), pode-se verificar que há coerência do comportamento da região estudada com os fatores de segurança por ele obtidos. Ressalta-se que os objetivos acadêmicos de Silva (2010) não o obrigavam a prever a avaliar todas as possíveis formas de ruptura da Barragem I.

A falta de informações sobre as camadas de rejeito disposto no dique inicial não permite avaliar se na região de ruptura havia de fato uma camada de rejeito suscetível, contudo as imagens mostram que a ruptura se inicia na interface superior deste dique, construído por linha de centro, com o dique seguinte, construído à montante. O dique inicial é logo em seguida empurrado pelo deslocamento da grande massa de rejeito, a qual sofre ruptura generalizada, possivelmente causada por uma hipotética camada na base do rejeito também suscetível, da qual não se tem constatação.

As obras de instalação dos DHPs também são objeto de especulação sobre a possibilidade de terem saturado de alguma forma camadas suscetíveis próximas aos diques, o que deve ser avaliado pelo corpo técnico de investigação.

Silva (2010) cita Martin e McRoberts (2002) os quais destacam que barragens alteadas a montante com disposição hidráulica dos rejeitos são “estruturas críticas a qualquer combinação imprópria quanto à concepção, construção e operação […]”, fato que é corroborado pelo Comitê de Grandes Barragens do Estados Unidos desde 1994. Assim, por mais que se esforcem os geotécnicos, qualquer mínimo desajustes em qualquer das etapas do processo pode levar a catástrofes.

Chama-se a atenção para o fato de que esta ocorrência desastrosa evidencia mais uma vez que o método construtivo de barragens de rejeito à montante são extremamente exigentes quanto ao seu controle total de execução e exigem manutenção perene das condições de drenagem e controle da linha freática, podendo ainda assim apresentar gatilhos de liquefação em condições difíceis de se prever. Em outras palavras, estão sujeitas à ruptura não avisada, agravando-se a isso o porte das cargas e massas envolvidas, a velocidade com que ocorre a ruptura e pela dificuldade em se restabelecer as condições de segurança quando se identificam problemas de elevação da linha freática, como aparentemente ocorreu nesse caso.

Espera-se que tais reflexões façam memória de que barragens de rejeito são parte inerente do negócio da mineração e não podem ser consideradas apenas como uma despesa ou custo associado que deva ser reduzido ao máximo por não agregar valor direto. A garantia de segurança à sociedade e ao meio ambiente deve fazer parte dos valores do empreendimento, pois a ruptura de uma barragem impacta não apenas no custo de sua substituição e indenizações, mas sobretudo nas vidas perdidas.

s questões humanitárias deveriam ser suficientes para que, na tomada de decisão, se considerasse importantes os investimentos em processos construtivos mais seguros, sem que se tenha de levantar o fato de que tais acidentes afetam drasticamente a imagem da empresa e influenciam negativamente o mercado financeiro.

Referências

AMANN, K.A.P. Entendendo a liquefação na barragem de rejeitos de Brumadinho. Disponível em: http://www.kurtamann.com.br/blog/2019/02/04/entendendo-a-liquefacao-na-barragem-de-rejeitos-de-brumadinho/ . Acessado em 12/04/2019.
ARAUJO, S. (2019). Visualização 3D da Figura 4.3 da Dissertação de Mestrado do Msc. Washington Pirete da Silva. Disponível em: https://www.youtube.com/watch?v=o6W756MK_sk . Acessado em 12/04/2019.
ARAUJO, S. (2019a). Dispositivos de Monitoramento Barragem I – Mina do Feijão. Disponível em: https://www.youtube.com/watch?v=CI9fTAifLLA Acessado em 12/09/2019.
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GLOBO, Rede. (2019). Vídeo mostra o momento exato em que barragem da Vale rompe em brumadinho. G1 Globo. Disponível em https://g1.globo.com/mg/minas-
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OLSON, S.M. (2001). Liquefaction analysis of level and sloping ground using field case histories and penetration resistance. Ph.D. thesis, University of Illinois at Urbana – Champaign, Urbana, Ill.
POULOS, S.J., CASTRO, G. e FRANCE, J.W. (1985). Liquefaction evaluation procedure. Journal of Geotechnical Engineering Division, ASCE, v. 111, n. 6, 772-792.
SEED, H.B., IDRISS, I.M. e ARANGO, I. (1983). Evaluation of liquefaction potential using field performance data. Journal of Geotechnical Engineering Division, ASCE, 109(3), 458-482.
SILVA, W.P. (2010). Estudo do potencial de liquefação estática de uma barragem de rejeito alteada para montante aplicando a metodologia de Olson (2001). Dissertação de mestrado, Universidade Federal de Ouro Preto, Ouro Preto, Minas Gerais. 120pp.
SPENCER, E. (1967). A method of analysis of the stability of embankments assuming parallel inter slice forces. Geotechnique, 17(1), 11-26.

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