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Análise de estabilidade da pilha de estéril do Correia para implantação de Ferrovia - Mina de Gongo Soco - EFVM Pereira, W. L. Vale S.A., Belo Horizonte, Minas Gerais, Brasil, wellington.luiz@vale.com Ribeiro, S. G. S. Universidade Federal de Ouro Preto, Minas Gerais, Brasil, geostudio2007@yahoo.com.br Resumo: Este trabalho tem por objetivo avaliar a estabilidade da Pilha do Correia, Mina de Gongo Soco, face a implantação sobre a mesma do novo posicionamento da pêra ferroviária da mina. Os estudos de estabilidade contemplaram a geração de poropressão advinda do carregamento rápido induzido pela composição ferroviária, a geração induzida por cisalhamento não drenado e o efeito da vibração provocada pela composição. A geração por carregamento rápido foi modelada por meio do programa comercial Sigma. A geração devido ao cisalhamento, e o efeito da vibração foram modelados por meio do programa comercial Slope, habilitando-se Bbarra e o coeficiente de aceleração horizontal, respectivamente. A rede de fluxo permanente foi calibrada com base em leituras de campo e modelada pelo programa comercial Seep. Os estudos foram desenvolvidos de forma acoplada e mostraram que o sistema encontra-se em boas condições de estabilidade. Apesar das boas condições de estabilidade, os autores sugerem que projetos semelhantes levem em consideração estes efeitos em sua concepção. Abstract: This work has the aim of considering the Correia tailing stability, Congo Soco Mine, Brazil, in the spite of position change of the railroad to over the tailing. The stability analysis was performed considering the excess of pore water pressure due to passage of the train rail, undrained shear and the effect of vibration caused by the train passage. The system was modeled numerically by commercial computer programs Slope, Sigma and Seep. The analysis showed a very good stability of the whole system. The authors recommend this type of procedure in similar designs. 1 PROJETO DA EXTENSÃO DA VIDA ÚTIL

DA MINA DE GONGO SOCO 1.1 Localização A Mina de Gongo Soco (Figura 1) localiza-se no Complexo das Minas Centrais, no Município de Barão de Cocais – MG. 1.2 Interferências do projeto Como o minério mergulha na direção sul, no sentido da posição atual do Ramal da Ferrovia Estrada de Ferro Vitória Minas (EFVM), além da interferência com a Ferrovia (Figura 2), que inclui também alterações na Pera Ferroviária, algumas edificações prediais também precisariam ser reconstruídas para eliminar as interferências com o avanço da lavra.

Figura 1: Mapa da localização Mina de Gongo Soco (Relatório da JM Souto, 2006).

Então para estender as operações da Mina até o

ano de 2014, tornou-se necessária a realização de algumas operações, tais como:

BA

FAZENALEG

TIMBOP

CA

ÁGUA

BRUC

DOIS

GONGO BEL

HORIZOCONTA

BET

ITABI

CATALT

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BRUMADI

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D QUADRILÁTERO

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FEIJ

EFVM FCA MRS

Áreas CVRD

Áreas MBR Áreas SAMARCO

Outros

Pir

Patr

CONCEI

FÁBRICA

MINAS DO

ANDRMINAS CENTRAIS

2

relocação das edificações da Mina; relocação do ramal da EFVM no trecho de

interferência com a Mina, com uma extensão aproximada de 1,3 quilômetros; Figura 2: Área de interferência com a expansão da Mina.

O objeto de estudo será a relocação do Ramal Ferroviário da EFVM sobre o empilhamento de estéril da Pilha do Correia na cota 995 metros (Figura 3). Para avaliação deste procedimento, um modelo geotécnico foi adotado. Este modelo permite desenvolver de forma aproximada os estudos de estabilidade e deformação para a Pilha quando da relocação da EFVM e da pera de carregamento da Mina Gongo Soco. Com base num modelo pseudo-estático, foi possível avaliar a suscetibilidade de liquefação da pilha devido ao efeito da vibração originada pela passagem da composição ferroviária.

Figura 3: Vista do platô da cota 995 metros, da Pilha de Estéril do Correia. 2 PILHA DE ESTÉRIL DO CORREIA A expansão da Pilha de Estéril do Correia se fará no sentido sul à pilha atual existente na elevação 1.020 metros. A Pilha do Correia será restringida a jusante pela presença do reservatório da barragem

de contenção de rejeitos e sólidos existente. Esta pilha foi recém alteada, elevando-se o nível máximo do reservatório para elevação 957 metros.

O pé da pilha do Correia expandida deverá se posicionar na elevação 950 metros, portanto 7 metros abaixo do nível máximo da barragem de rejeitos/contenção de sólidos.

2.1 Geologia local A expansão da pilha de estéril do Correia será feita no local de ocorrência de depósito sedimentar paleogênico denominado “Bacia Terciária do Gongo Soco”. Estes depósitos ocorrem em forma de depressão ovalada, sobrejacente aos dolomitos ferro-manganesíferos e dolomitos cinza, constituintes da formação Gandarela (Relatório da JM Souto, 2006). 2.2 Levantamento de campo As investigações foram realizadas com a finalidade de caracterizar geotecnicamente o maciço de fundação da pilha a ser expandida. Sua localização foi na linha de fundo do talvegue, lateralmente à faixa representada por depósito recente, constituída por materiais heterogêneos, solos, rejeitos de minério e blocos rochosos de dimensões diversas.

As sondagens executadas na fundação da pilha do Correia mostrou um horizonte superior de solo, de origem transportada e/ou residual muito maduro, com textura argilo silto arenosa, de coloração avermelhada, com vestígios de matéria orgânica e/ou com a presença de pedregulhos (fragmentos angulosos) de hematita. Este horizonte de origem transportada e/ou residual muito maduro, com uma espessura variável entre 1,00 e 5,00 metros e um SPT médio igual a 5.

Após o horizonte de origem transportada e/ou residual muito maduro foi verificada a ocorrência de solos residuais originários da alteração dos argilitos/siltitos e dos arenitos argilosos, constituintes dos depósitos paleogênicos.

Com relação à condutividade dos materiais atravessados, obtida através de ensaios de condutividade “in situ”, observou-se que para o horizonte superior a condutividade variou entre 10-5 a 10-6 metros por segundo; já os solos de origem nitidamente residuais, as condutividades obtidas foram em geral mais baixas, variando entre 10-6 a 10-7 metros por segundo, predominantemente (Relatório da JM Souto, 2006).

Cava Final 2014

3

2.3 Implantação da Pilha expandida O maciço da pilha será alteado pela disposição ascendente do estéril em camadas de no máximo 2 metros de espessura até alcançar as elevações topográficas previstas no desenho de arranjo geral. Será mantida nas faces desconfinadas, os ângulos de repouso do material lançado e bermas com larguras provisórias de aproximadamente 14 metros. Alcançada a cota prevista para o banco, o talude será ajustado para o ângulo previsto 1 (V) : 2 (H), e a berma para os 7,50 metros de largura.

Em função da relocação da Ferrovia na cota 1023 metros, a implantação da Pilha do Correia sofreu alterações no seu arranjo, sendo finalizada na cota 995,00 metros.

A Figura 4 ilustra o arranjo da expansão da Pilha do Correia.

Figura 4 – Arranjo geral da Pilha do Correia expandida. 3 PARÂMETROS GEOTÉCNICOS Nas investigações, as sondagens SPT, mistas e a trado foram executadas a partir da pilha e do terreno de fundação.

As sondagens a trado atingiram pequena profundidade, servindo exclusivamente para conhecimento do horizonte superior do terreno que será a fundação do aterro a ser construído e da superestrutura da ferrovia.

Foram coletadas amostras deformadas e indeformadas de solo nos poços perfurados e sobre elas foram executados ensaios de caracterização do material e de definição dos parâmetros geotécnicos de resistência e de deformabilidade que serão utilizados nas análises de estabilidade da Pilha do Correia expandida. 3.1 Determinação da condutividade hidráulica Foram realizados 29 ensaios de infiltração, com a finalidade de determinar os valores dos coeficientes de condutividade nas várias profundidades da seção considerada como crítica. Os resultados mostraram condutividade variando de 3,05x10-4 a 9,86x10-6 metros por segundo, com valor médio de 4,65x10-5 metros por segundo.

Observou-se que em algumas profundidades dos furos SM 15 e SM 16, não foi possível a realização do ensaio de infiltração devido à perda total d’água, indicando que a condutividade é muito alta. Estas características de condutividade indicam que no maciço da Pilha deve haver zonas com solos grossos, que favorecem a dissipação de poro-pressões geradas por carregamentos. De certa forma, mesmo que localizadas de forma aleatória, estas zonas contribuem para melhorar as condições de estabilidade global dos taludes em termos de condições de drenagem. O terreno da fundação da Pilha é constituído de solos residuais e coluvião, com características argilosas e consistência elevada. 3.2 Determinação dos parâmetros de resistência Para determinação da resistência ao cisalhamento foram executados ensaios de compressão triaxial consolidado não-drenado com medidas de poropressão (Relatório da JM Souto, 2006). Com base na previsão das possíveis tensões que se desenvolverão nas Pilhas foram solicitados que os ensaios fossem realizados com pressões confinantes efetivas de consolidação iguais a 100kPa, 300kPa e 600kPa. 3.2.1 Parâmetros de poropressão Para determinação do parâmetro A (Lambe e Whitman, 1969) foram executados ensaios de compressão triaxial consolidado não drenado e com medidas de poropressão. Os resultados estão apresentados nas Figuras 5, 6 e 7: Figura 5 – Gráfico parâmetro A x deformação axial, corpo de prova PI 11. Figura 6 – Gráfico parâmetro A x deformação axial, corpo de prova PI 14.

1: Pilha

2: Colúvio 3: Enrocamento5: Solo Residual

6: Saprolito

SM10 SM14

SM12

SM17

Distância (m)0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340

Ele

vaçã

o (m

) (x

100

0)

0.92

0.93

0.94

0.95

0.96

0.97

0.98

0.99

1.00

1.01

1.02

1.03

4

Figura 7 – Gráfico parâmetro A x deformação axial, corpo de prova PI 16. As amostras dos poços PI-14 e PI-16 apresentaram comportamento que caracteriza os solos como normalmente adensados. O parâmetro A estimado a partir da interpretação destas curvas foi de 0,49. Devido a geração poropressão negativa, o solo amostrado no poço PI 11 é altamente pré adensado. Observa-se que mesmo para tensão de confinamento igual a 600kPa a geração de poropressão após 4% de deformação foi negativa. Para desenvolvimento de um estudo conservador, estes resultados não serão contemplados. 3.2.2 Definição do coeficiente sísmico Apresentado na Expressão (1), o parâmetro k é denominado coeficiente sísmico, sendo definido como o quociente entre a aceleração do movimento vibratório (a; Expressão 2) e a aceleração da gravidade (g). Para convertê-lo em função da velocidade vibratória (v) é admitida uma perturbação sinusoidal.

gak (1)

fv2a (2) Com base no resultado dos ensaios de avaliação da vibração na Ferrovia (GUERRA, W.J., 2007), serão adotados os seguintes valores para: Velocidade vibratória (média): v = 15mm/s; Freqüência de vibração (média): f = 7,7Hz. Assim, o parâmetro k, denominado coeficiente sísmico, será de 0,07. 3.2.3 Definição dos parâmetros de resistência As densidades naturais determinadas nos corpos de prova apresentaram valor médio de 2,08g/cm³, observando-se que a amostra que foi coletada no poço PI-14 apresentou valor médio de 1,72g/cm³. As amostras dos poços PI-14 e PI-16 apresentaram trajetórias de tensões efetivas que caracterizam solos

normalmente adensados, mesmo com a pressão confinante moderada (150kPa). Nas amostras dos outros quatro poços as trajetórias foram de solos sobre-adensados. As resistências determinadas a partir da interpretação das envoltórias determinadas pelas trajetórias de tensões efetivas, nas amostras da Pilha do Correia, variaram entre coesão de 18kPa e 51kPa e ângulo de atrito de 24,23º e 39,20º. Para o estudo de estabilidade e comportamento da Pilha do Correia foram determinados os seguintes parâmetros:

Pilha de estéril: Peso especifico natural: γ = 20,08kN/m³ Coesão efetiva: c’ = 30,80kPa Ângulo de atrito efetivo: φ’ = 34,52º Parâmetro de poropressão Amax = 0,49

Aterro Compactado: Na Pilha Correia foi construído recentemente um aterro compactado com solo argiloso, homogêneo, selecionado em área de empréstimo. Como não foi realizado ensaios neste material, foram adotados os seguintes parâmetros: Peso específico natural: γ = 20,00kN/m³ Coesão efetiva: c’ = 35kPa Ângulo de atrito efetivo: φ’ = 28º Parâmetro de poropressão Amax = 0,50

Fundação: Com base nos resultados obtidos pelas investigações de sub superfície realizadas e pelas informações disponibilizadas em bancos de dados sobre materiais de estéril semelhantes, foi elaborado o modelo geotécnico para o conjunto aterro – fundação. Estes quantitativos estão apresentados a seguir. Coluvio (e/ou solo residual maduro) e Solo residual maduro / saprolito (Nspt <20): Peso especifico natural: γ = 19,00kN/m³ Coesão efetiva: c’ = 20,00kPa Ângulo de atrito efetivo: φ’ = 27,00º Parâmetro de poropressão Amax = 0,00 Solo residual / saprolítico (Nspt >20): Peso especifico natural: γ = 19,00kN/m³ Coesão efetiva: c’ = 25,00kPa Ângulo de atrito efetivo: φ’ = 32,00º Parâmetro de poropressão Amax = 0,20

5

4 ANÁLISE DE ESTABILIDADE DA PILHA DO CORREIA

As análises têm como objetivos apresentar os estudos de estabilidade dos trechos da ferrovia sobre a pilha do Correia. As análises foram efetuadas a partir da seção crítica do trecho em estudo e utilizando os dados como apresentado no Item 3.

As análises serão realizadas, utilizando-se os módulos Slope, Seep e Sigma do programa computacional GeoStudio 2007 (GeoSlope, 2007), que permite a pesquisa da superfície de ruptura empregando o método do equilíbrio limite preconizado por Morgenstern & Price e acoplado ao método pseudo-estático formulado.

4.1 Análise de estabilidade A busca da superfície potencial de ruptura foi desenvolvida com o uso da rotina “Auto Locate” (locação automática – superfície circular) e a rotina “Optimize” (otimização da posição da superfície potencial – não necessariamente circular). A análise de estabilidade indica que a estrutura se encontra em condições de estabilidade, com fator de segurança próximo a 1,65. A Figura 8 apresenta a superfície crítica obtida pelo método de Morgenstern-Price considerando a vibração atuando com a mesma intensidade em toda a massa potencial de ruptura. A linha freática foi obtida no programa SEEP/W como será apresentado no item a seguir. Figura 8 – Superfície potencial de ruptura considerando os efeitos da vibração em toda massa potencial (Morgenstern – Price) – FS = 1,65.

Se as vibrações não fossem consideradas na modelagem, o fator de segurança da estrutura seria maior em aproximadamente 20,9%, como indicado na Figura 9.

Em ambos os casos a superfície potencial de ruptura passa por três materiais, o aterro compactado, a pilha de estéril e a fundação.

Um novo estudo foi desenvolvido para simular uma condição de mobilização não drenada na superfície potencial de ruptura. O sistema Slope quantifica a geração de poropressão com base no parâmetro Bbarra. A geração é calculada multiplicando-se Bbarra pela tensão vertical na

superfície potencial de ruptura. Devido a grande similaridade, neste estudo, o parâmetro Bbarra foi considerado como sendo igual ao parâmetro A. Os valores adotados estão transcritos na Tabela 1.

Figura 9 – Superfície potencial de ruptura sem considerar os efeitos da vibração (Morgenstern – Price) – FS = 1,995.

Em ambos os casos a superfície potencial de

ruptura passa por três materiais, o aterro compactado, a pilha de estéril e a fundação.

Um novo estudo foi desenvolvido para simular uma condição de mobilização não drenada na superfície potencial de ruptura. O sistema Slope quantifica a geração de poropressão com base no parâmetro Bbarra. A geração é calculada multiplicando-se Bbarra pela tensão vertical na superfície potencial de ruptura. Devido a grande similaridade, neste estudo, o parâmetro Bbarra foi considerado como sendo igual ao parâmetro A. Os valores adotados estão transcritos na Tabela 1.

Como apresentado na Figura 10, para esta condição, o fator de segurança apresentou-se menor, com magnitude igual a 1,57, porém, ainda com boas condições de estabilidade. Estes resultados dão fortes indicações das boas condições de estabilidade global da obra.

Tabela 1 – Parâmetro Bbarra.

Material Bbarra Solo Residual 0,20

Colúvio 0,00 Pilha de Rejeito 0,49

Aterro Compactado 0,50 Enrocamento 0,00

Saprolito 0,20 4.2 Determinação da rede de fluxo Com o objetivo de proceder à realização das simulações numéricas de fluxo, visando a avaliação das condições operacionais da Pilha do Correia, foi escolhida a mesma seção estudada na análise de estabilidade anterior.

1.650

Distância (m)0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340

Ele

vaçã

o (m

) (x

100

0)

0.92

0.93

0.94

0.95

0.96

0.97

0.98

0.99

1.00

1.01

1.02

1.03

1.995

Distância (m)0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340

Elev

ação

(m) (

x 1

000)

0.92

0.93

0.94

0.95

0.96

0.97

0.98

0.99

1.00

1.01

1.02

1.03

6

Figura 10 – Estabilidade em condições de ruptura não drenada – FS=1,57. 4.3 Determinação da rede de fluxo Com o objetivo de proceder à realização das simulações numéricas de fluxo, visando a avaliação das condições operacionais da Pilha do Correia, foi escolhida a mesma seção estudada na análise de estabilidade anterior.

Os valores adotados, para a condutibilidade hidráulica, estão transcritos na Tabela 2. Tabela 2 – Coeficiente de condutibilidade.

Material Coeficiente de

permeabilidade k (m/s)

Solo residual 6,90 x 10-8 Saprolito 6,94 x 10-7

Coluvio 1,49 x 10-5

Enrocamento 0,01

Pilha de estéril 4,60 x 10-5

Aterro compactado 9,26 x 10-8

Com base nas informações acima, procedeu-se, preliminarmente, à realização da análise introdutória, em busca da posição da linha freática (Figura 11).

Como se pode notar na Figura 12, as poropressões acima da linha freática são modeladas pelo sistema por sucção mátrica e apresentam-se muito negativas com o aumento da elevação. Apesar destes valores mostrarem-se elevados, este mecanismo numérico inibe o fluxo nesta região, por meio da minimização da condutividade hidráulica via função condutividade.

Para avaliar a influência desta elevada sucção mátrica na posição da linha freática, um estudo particular foi aqui desenvolvido por meio da não habilitação dos materiais Pilha e Aterro Compactado. Este procedimento não alterou a posição da linha freática, como pode ser observado na Figura 13.

Figura 11 – Equipotenciais - Posição da linha freática. Figura 12 – Poropressões estáticas em regime permanente.

Figura 13 – Posição da linha freática desabilitando a Pilha e Aterro compactado. 4.4 Análise de tensão com indução de poropressão Foram feitas análises envolvendo apenas a fase de operação e considerando a seção transversal já definida. Aproveitando a rotina “Clone” do programa GeoStudio 2007, este estudo aproveitou a mesma malha de elementos finitos utilizada nos estudos de percolação.

O estudo foi modelado considerando um trem tipo com tensão vertical induzida ao solo de 30kPa e horizontal de 2,1kPa (coeficiente igual a 0,07), aplicada numa extensão transversal igual a 8,5 metros. Com base em observação de campo, o tempo de passagem de todo o comboio foi estimado em 20 minutos.

Para dois tempos de passagem da composição de carga ferroviária, apresenta-se o excesso de poropressão gerada, conforme Figura 14.

Observa-se que com a entrada da composição a geração de poropressão em 3kPa (10% da carga vertical) alcança a profundidade de 28 metros, ou seja, toda região sob a pista de tráfego até alcançar a pilha de rejeito, onde a dissipação é instantânea.

1.574

Distância (m)0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340

Ele

vaçã

o (m

) (x

100

0)

0.92

0.93

0.94

0.95

0.96

0.97

0.98

0.99

1.00

1.01

1.02

1.03

958

962

966

970 974

978

982

Distância (m)0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340

Ele

vaçã

o (m

) (x

100

0)

0.92

0.93

0.94

0.95

0.96

0.97

0.98

0.99

1.00

1.01

1.02

1.03

-500

-400

-300

-200

-100 0

100

200

300 400

500

Distância (m)0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340

Elev

ação

(m) (

x 1

000)

0.92

0.93

0.94

0.95

0.96

0.97

0.98

0.99

1.00

1.01

1.02

1.03

Distância (m)0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340

Ele

vaçã

o (m

) (x

100

0)

0.92

0.93

0.94

0.95

0.96

0.97

0.98

0.99

1.00

1.01

1.02

1.03

7

Como apresentado, a condutividade do aterro é 9,26x10-8m/s e da pilha 4,6x10-5m/s, ou seja, a dissipação na pilha é 500 vezes mais rápida que no aterro compactado. Este comportamento evidencia que o tráfego de composições não induz geração de poropressão sobre a pilha de rejeito, ficando a mesma restrita ao aterro. (a) - t = 16s após a entrada da composição de carga ferroviária. (b) - t = 1114s (18,6min.) após a entrada da composição de carga ferroviária. Figura 14 - Excesso de poropressão gerada após a entrada da composição de carga ferroviária.

Para avaliação gráfica do comportamento da geração de poropressão em relação à profundidade e sua dissipação, é apresentado na Figura 15 o perfil vertical do excesso de poropressão para os tempos 1.114s e 1.268s, localizado no eixo da pista. Estes tempos permitem avaliar a rápida dissipação que ocorre após a saída da composição, aos 1.200s (20min.).

4.5 Análise da estabilidade do talude do aterro

compactado Com base nos dados quantificados na análise anterior, relativos à geração de poropressões com a passagem da composição, fez-se aqui um estudo do efeito desta geração na estabilidade do talude do aterro compactado.

Os cálculos de estabilidade foram feitos pelo método de Morgenstern-Price com a habilitação da rotina de otimização da superfície de ruptura (“Optimize”). Tanto a superfície potencial de ruptura quanto o fator de segurança foram muito similares com a utilização dos três processos de busca (“Entry and Exit”, “Fully Specified” e “Grid and Radius”), e indicam que a estrutura se encontra em condições satisfatórias de estabilidade, com fator de segurança próximo de 2,0.

Figura 15 – Dissipação das poropressão geradas. As Figuras 16, 17 e 18 apresentam a superfície potencial obtida pelos três processos.

Figura 16 – Uso da rotina “Entry and Exit” – FS = 1,988. Figura 17 – Uso da rotina “Full Especified” – FS = 2,029.

3

6

9

15

27

3 3

6

9

15

27

1114 sec

1268 sec

Elev

ação

(m)

Excesso de poropressão (kPa)

995

1000

1005

1010

1015

1020

1025

-5 0 5 10 15 20 25 30

1.988

Distância (m)0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340

Elev

ação

(m) (

x 1

000)

0.92

0.93

0.94

0.95

0.96

0.97

0.98

0.99

1.00

1.01

1.02

1.03

2.029

Distância (m)0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340

Elev

ação

(m) (

x 1

000)

0.92

0.93

0.94

0.95

0.96

0.97

0.98

0.99

1.00

1.01

1.02

1.03

8

Figura 18 – Uso da rotina Grid and Radius – FS = 2,026.

Um novo estudo foi desenvolvido adotando-se o processo “Entry and Exit” para busca da superfície potencial de ruptura. As condições de estabilidade específicas para cada fatia estão apresentadas na Figura 19.

Pode-se observar uma forte variação do fator de segurança local que alcançou o valor mínimo de 1,65 para fatia número 10. O fator médio, que equivale ao processo convencional, foi igual a 1,988.

Figura 19 – Fator de estabilidade local do aterro compactado. 5 CONCLUSÕES

O trabalho mostra que a implantação da nova pera ferroviária sobre a Pilha do Correia não provoca instabilidade da mesma. Os estudos de estabilidade aqui desenvolvidos sugerem que o sistema tem boas condições de estabilidade.

As simplificações adotadas no processo de modelagem, face às dificuldades de determinação de parâmetros representativos das reais condições de campo, não impediram a simulação do padrão de fluxo observado na pilha e no aterro compactado, assim como na avaliação das pressões geradas, da vibração e a conseqüente estabilidade do talude principal.

Mesmo não havendo comprometimento da estabilidade da pilha e aterro, os procedimentos aqui adotados sugerem que os projetos similares devem ser realizados contemplando as variáveis e condicionantes aqui estudadas, a saber: indução de poropressão pelo tráfego ferroviário, cisalhamento não drenado e vibração.

6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS CAPUTO, H P. – Mecânica dos Solo e suas

Aplicações: Mecânica das Rochas, Fundações, Obras de Terra. v.2. LTC: São Paulo, 2003

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GUERRA, W.J., 2007 – Relatório de “Avaliação do risco inerente às vibrações transmitidas às residências pela operação da linha férrea, trecho Eldorado-Calafate, no bairro Camargos, Belo Horizonte – MG”

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